王草收獲機(jī)旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式平茬切割裝置設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

郇曉龍 尤 泳 王德成 李思標(biāo) 祝 露 廖洋洋

(中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院， 北京 100083)

0 引言

王草，一種多年生刈割型禾本科牧草，每公頃年產(chǎn)量高達(dá)200～400 t，是一種高產(chǎn)的優(yōu)質(zhì)飼草[1]。王草與青貯玉米、甘蔗等相似，莖稈高大粗壯，人工收獲效率低、勞動(dòng)力成本較高，為促進(jìn)王草產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，需研發(fā)適合我國(guó)王草收獲的機(jī)械裝備。切割是王草機(jī)械化收獲的第一個(gè)環(huán)節(jié)，切割裝置是王草收獲機(jī)的核心工作部件，研發(fā)適合王草生物性狀的低損、高效的王草收獲機(jī)專(zhuān)用切割裝置，對(duì)于提高王草機(jī)械化收獲質(zhì)量具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)高莖稈作物的切割裝置進(jìn)行了系列研究[2-16]，相關(guān)收割機(jī)械通過(guò)田間試驗(yàn)表明具有較好的收割效果。吳鴻欣[17]開(kāi)展了玉米秸稈切割部件的試驗(yàn)研究，對(duì)比了機(jī)械支承切割和慣性支承切割兩種方式的不同，通過(guò)分析各種典型切割裝置的結(jié)構(gòu)、工作原理和使用特點(diǎn)，試驗(yàn)確定了玉米秸稈切割部件結(jié)構(gòu)和參數(shù)。李常營(yíng)[18]設(shè)計(jì)了能夠自動(dòng)留高茬的玉米聯(lián)合收獲機(jī)切割機(jī)構(gòu)，利用仿生設(shè)計(jì)方法，設(shè)計(jì)了圓盤(pán)型仿生鋸齒鋸片裝置，田間試驗(yàn)表明相對(duì)于普通鋸齒鋸片，具有留茬整齊的特點(diǎn)。廖宜濤等[19]以高粗莖稈作物通用型回轉(zhuǎn)鏈?zhǔn)角懈钇鳛榛A(chǔ)，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA模擬了蘆竹切割破壞過(guò)程，試驗(yàn)驗(yàn)證了鋸齒切割過(guò)程的載荷-位移歷程曲線的可行性及蘆竹破壞的模擬計(jì)算模型的有效性，并確定了切割蘆竹時(shí)進(jìn)給和切割的最佳速度匹配。呂勇等[20]制定了單圓盤(pán)甘蔗切割器切割甘蔗的切割狀態(tài)判別標(biāo)準(zhǔn)，通過(guò)物理試驗(yàn)制定了刀盤(pán)壓破蔗頭的判別標(biāo)準(zhǔn)，通過(guò)運(yùn)動(dòng)學(xué)仿真確定小頻率和小速比、小振幅和少刀片的組合有利于降低破頭率。梁曉[21]采用材料力學(xué)性能試驗(yàn)測(cè)定了菌草莖稈抗拉、壓、彎彈性模量等參數(shù)，建立巨菌草莖稈材料本構(gòu)方程。李鴻[22]設(shè)計(jì)了巨菌草切割器，通過(guò)田間試驗(yàn)確定了影響巨菌草切割器破頭率的兩個(gè)主要因素——切割器轉(zhuǎn)速與刀盤(pán)傾角，并通過(guò)仿真試驗(yàn)確定了切割器的最佳工作參數(shù)。現(xiàn)有針對(duì)高莖稈作物切割裝置的研究成果對(duì)王草切割裝置的設(shè)計(jì)具有較好的借鑒意義。

王草一年能夠刈割4～6茬，根茬破頭會(huì)造成留茬失水嚴(yán)重，莖基部和根部腐爛，導(dǎo)致年產(chǎn)量下降，同時(shí)，與玉米、油葵等單株生長(zhǎng)作物相比，王草為分蘗簇狀生長(zhǎng)，收割環(huán)境更為復(fù)雜，目前通用青飼切割器對(duì)王草平茬刈割效果不穩(wěn)定。為此本文根據(jù)王草簇狀分蘗生長(zhǎng)的生物特性和平茬刈割的收獲要求，設(shè)計(jì)一種旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式王草平茬切割裝置，并對(duì)核心部件——切割器和塔輪式輸送器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過(guò)理論分析，確定關(guān)鍵部件的結(jié)構(gòu)參數(shù)；通過(guò)仿真試驗(yàn)對(duì)比切割器有無(wú)、支撐的切割效果，驗(yàn)證塔輪式輸送器的輸送效果；通過(guò)臺(tái)架試驗(yàn)確定切割器最佳工作參數(shù)，并進(jìn)行田間試驗(yàn)驗(yàn)證切割裝置實(shí)際平茬收割效果。

1 總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 切割裝置總體結(jié)構(gòu)

旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式王草平茬切割裝置整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由分禾器、塔輪式輸送器、旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器、中間分禾器、傳送機(jī)構(gòu)、橫向輸送器、推禾桿和推禾高度調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)等組成。切割裝置懸掛于自走式王草收獲機(jī)前端，通過(guò)液壓系統(tǒng)調(diào)節(jié)切割裝置高度和切割傾斜角度，并由收獲機(jī)通過(guò)動(dòng)力傳送軸提供動(dòng)力。旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器為動(dòng)刀盤(pán)和定刀盤(pán)組合的形式，采用動(dòng)定刀組合的方式將王草莖稈切斷；塔輪式輸送器安裝于旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器上方。切割裝置采用兩組旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器和塔輪式輸送器，兩組切割器和輸送器均為對(duì)向旋轉(zhuǎn)；工作時(shí)，切割器將王草莖稈切斷，由塔輪式輸送器將切斷的莖稈向中間聚攏并向后輸送至橫向輸送器，橫向輸送器進(jìn)一步將莖稈輸送給王草收獲機(jī)。在自走式王草收獲機(jī)帶動(dòng)切割裝置前進(jìn)切割的過(guò)程中，推禾桿將王草莖稈向前推倒，使莖稈能從底部順序喂入，保證莖稈輸送流暢性；推禾高度調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)可改變推禾桿的高度，以適應(yīng)不同高度王草的收割要求。

圖1 旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式王草切割裝置整體結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Overall structure diagram of rotary cutter disc type King grass cutting device1.分禾器 2.塔輪式輸送器 3.旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器 4.中間分禾器 5.傳送機(jī)構(gòu) 6.橫向輸送器 7.推禾桿 8.推禾高度調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)

1.2 切割器主要參數(shù)確定

1.2.1刀盤(pán)直徑及切割幅寬

切割裝置單次同時(shí)收獲兩行王草，即每組旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器對(duì)應(yīng)刈割一行王草，如圖2所示，根據(jù)圓盤(pán)式切割器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，有

bmax

(1)

B=L(Nh-1)+D+2b2

(2)

式中D——旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器直徑，mm

bmax——切割平面內(nèi)單簇王草最大寬度，mm

L——王草種植行距，mm

b1——中間安全間隔，mm

B——切割幅寬，mm

Nh——圓盤(pán)切割器數(shù)量，取2

b2——側(cè)邊安全間隔，mm

通過(guò)調(diào)研總結(jié)可知我國(guó)王草種植行距普遍在50～70 cm，王草機(jī)收留茬高度為8～20 cm，在此切割高度范圍，切割平面內(nèi)單簇王草最大寬度為200～350 mm，選取行距L=600 mm，左右兩切割器的中間安全間隔b1=60 mm，代入公式(1)求得切割器直徑取值范圍為350～540 mm，同時(shí)為保證切后莖稈的輸送效果，考慮切割器上方的塔輪式輸送器直徑不宜過(guò)小，最終確定切割器刀盤(pán)直徑為500 mm。側(cè)邊安全間隔主要考慮王草莖稈偏離行線和單簇莖稈生長(zhǎng)的分散性，其取值需考慮作物行距的大小，一般要求側(cè)邊安全間隔小于動(dòng)刀旋轉(zhuǎn)面至側(cè)邊行莖稈的最小距離b′，即

(3)

代入數(shù)據(jù)求得b2應(yīng)小于175 mm，考慮幅寬利用率不宜過(guò)小，同時(shí)參考《農(nóng)業(yè)機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》中常見(jiàn)高稈割臺(tái)的幅寬設(shè)置，最終設(shè)計(jì)側(cè)邊安全間隔b2為100 mm，代入公式(2)，確定切割幅寬B=1 300 mm。

圖2 切割裝置田間工作狀態(tài)簡(jiǎn)圖Fig.2 Diagram of working state of cutting device in field

1.2.2動(dòng)刀伸出高度和刀片數(shù)量

通過(guò)田間測(cè)量，單簇王草分蘗植株在切割平面內(nèi)的株距l(xiāng)范圍為80～200 mm，王草莖稈的切割斷面直徑為8～30 mm，為保證在理想狀態(tài)下王草莖稈能夠單次切斷，則要求動(dòng)刀的伸出高度h′大于單株莖稈的最大直徑dmax，同時(shí)希望每個(gè)動(dòng)刀單次只切割單株莖稈，則動(dòng)刀伸出高度需小于莖稈最小株距l(xiāng)min，即30 mm

動(dòng)刀數(shù)量對(duì)切割器的切割質(zhì)量具有重要影響，在切割過(guò)程中，動(dòng)刀與王草莖稈的位置關(guān)系如圖3所示，為使莖稈能夠正常加持切割，要求刀片間距w′大于單株王草莖稈的最大直徑dmax，同時(shí)為穩(wěn)定切割載荷，使每個(gè)動(dòng)刀沿刀盤(pán)周向單次只切割單株莖稈，設(shè)計(jì)刀片間距小于單簇王草分蘗植株在切割平面內(nèi)的最小株距l(xiāng)min，即

(4)

式中w——?jiǎng)拥栋惭b寬度，mm

m——?jiǎng)拥稊?shù)量

r——刀盤(pán)直徑，mm

將dmax=30 mm、r=200 mm、w=40 mm和lmin=80 mm代入公式(4)，可計(jì)算得動(dòng)刀數(shù)量m的取值范圍為11～18，研究選取動(dòng)刀數(shù)量m=15進(jìn)行后續(xù)的切割器優(yōu)化試驗(yàn)。

圖3 動(dòng)刀和莖稈位置關(guān)系分析Fig.3 Analysis of relationship between moving knife and stem position

1.2.3動(dòng)定刀刃口分析

在王草切割作業(yè)時(shí)，根據(jù)王草莖稈與動(dòng)刀位置關(guān)系的不同存在兩種切割過(guò)程：莖稈與定刀刃口在垂直機(jī)器前進(jìn)方向的平面內(nèi)重合(圖4a)，切割時(shí)莖稈在動(dòng)刀和定刀的組合切割下直接被切斷；莖稈與定刀刃口在垂直機(jī)器前進(jìn)方向的平面內(nèi)不重合(圖4b)，即莖稈與定刀存在橫向距離，在切割過(guò)程中莖稈先與旋轉(zhuǎn)的動(dòng)刀接觸，在動(dòng)刀帶動(dòng)下向定刀移動(dòng)，最后由動(dòng)定刀組合切斷。第2種切割過(guò)程相對(duì)第1種更為復(fù)雜，針對(duì)第2種切割過(guò)程對(duì)切割器動(dòng)刀刃口曲線形狀和定刀斜角進(jìn)行設(shè)計(jì)分析。

圖4 莖稈與動(dòng)刀位置關(guān)系示意圖Fig.4 Relationship between stem and moving knife

在第2種切割過(guò)程中，莖稈先與旋轉(zhuǎn)的動(dòng)刀接觸，其受力狀況如圖5所示。FN為刀具對(duì)王草莖稈的法向作用力；v為接觸瞬間刀具上與王草莖稈接觸點(diǎn)的速度；FZ為王草莖稈未與刀具接觸的其他部位對(duì)接觸部位單元產(chǎn)生的阻力，方向與v相反；β為刀具在接觸點(diǎn)處的滑切角。

圖5 莖稈受力分析Fig.5 Stem stress analysis

刀具對(duì)王草莖稈的摩擦力Ff為

Ff=μFN

(5)

式中μ——王草莖稈與刀具間摩擦因數(shù)

在與刀具接觸瞬間，認(rèn)為王草莖稈接觸部位單元即獲得刀具上接觸點(diǎn)的角速度ω。在刀具以及王草莖稈未與刀具接觸的其他部位對(duì)接觸部位單元的作用力綜合作用下，在接觸之后的瞬間，王草莖稈單元相對(duì)于刀具旋轉(zhuǎn)中心會(huì)存在外滑、相對(duì)靜止或者內(nèi)滑3種運(yùn)動(dòng)情形。

當(dāng)β=0°時(shí)，刀具無(wú)法為莖稈受力單元提供向心力，隨著刀具轉(zhuǎn)動(dòng)，莖稈會(huì)發(fā)生外滑。故在分析莖稈是否相對(duì)內(nèi)滑或外滑時(shí)，β>0°。

在外滑臨界點(diǎn)處有

(6)

式中β1——外滑臨界滑切角，(°)

R——接觸點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)半徑，mm

M——王草莖稈接觸部位單元的質(zhì)量，kg

在內(nèi)滑臨界點(diǎn)處有

(7)

式中β2——內(nèi)滑臨界滑切角，(°)

令

μ=tanφ=0.372

(8)

式中φ——王草莖稈與刀具間摩擦角，(°)

則φ=20.4°。代入公式(6)、(7)有

(9)

(10)

β2-β1=2φ

(11)

設(shè)計(jì)動(dòng)刀刃口形狀如圖6所示，隨著莖稈與動(dòng)刀接觸點(diǎn)位置的不同，滑切角沿刃口曲線不斷變化，同時(shí)滑切角的變化引起莖稈相對(duì)于動(dòng)刀刃滑動(dòng)情形的變化。在點(diǎn)b、e處，滑切角為β1；在點(diǎn)c、d處，滑切角為β2。當(dāng)動(dòng)刀與莖稈接觸點(diǎn)位于ab段時(shí)，由于切割截面小于莖稈直徑，動(dòng)刀不能將莖稈一次切段易造成留茬撕裂，ab段刃口曲線需使莖稈能夠外滑離開(kāi)切割范圍，由后續(xù)動(dòng)刀進(jìn)行切割；當(dāng)動(dòng)刀與莖稈接觸點(diǎn)位于cd段時(shí)，刃口曲線需保證莖稈能夠向內(nèi)滑動(dòng)至理想切割區(qū)df段進(jìn)行切割，減小切割阻力矩，提高切割效果。由以上分析可知，cd段刃口曲線的設(shè)計(jì)對(duì)莖稈接觸形式及滑移過(guò)程的影響最關(guān)鍵，進(jìn)而對(duì)整個(gè)動(dòng)定刀切割過(guò)程的影響最大。

圖6 動(dòng)刀刃口形狀及與莖稈接觸形式Fig.6 Shape of moving blade and contact form with stem

圖7 莖稈與定刀不同接觸情況下的受力分析Fig.7 Force analysis of stem and fixed knife under different contact conditions

動(dòng)刀的旋轉(zhuǎn)會(huì)帶動(dòng)沒(méi)有滑出切割范圍的王草莖稈繼續(xù)轉(zhuǎn)動(dòng)，隨后莖稈與定刀接觸。之后莖稈會(huì)在動(dòng)定刀共同夾持作用下進(jìn)入切段階段。在夾持狀態(tài)下，動(dòng)刀滑切角βa、定刀滑切角βb、夾持位置都會(huì)影響到刀具對(duì)莖稈的夾持效果，進(jìn)而影響切割效果。如圖7所示，由于定刀的刃口分為兩段，所以莖稈的夾持位置也可以相應(yīng)的分為兩種情況(當(dāng)莖稈與定刀的接觸點(diǎn)處于兩段刃口的過(guò)渡段時(shí)，會(huì)被擠壓到靠近外側(cè)的刃口上，故忽略接觸點(diǎn)位于過(guò)渡段中的情況)。但是兩種狀態(tài)下的受力情況基本一致：莖稈同時(shí)與動(dòng)刀接觸于點(diǎn)A，與定刀接觸于點(diǎn)B，此時(shí)會(huì)產(chǎn)生垂直于動(dòng)定刀刃口的正壓力Fa、Fb，以及動(dòng)定刀刃口曲線切線方向上的摩擦力Ffa、Ffb，根據(jù)力的平衡原理，需要以上4個(gè)力的合力為零，即Fa和Ffa的合力與Fb和Ffb的合力共線，才可以使得動(dòng)定刀對(duì)莖稈的夾持穩(wěn)固。

由圖7可知，要夾持穩(wěn)固，則需要滿足

α+2φ≥π

(12)

由幾何關(guān)系有

α+βa+βb=π

(13)

即若要夾持穩(wěn)固，則必須滿足

βa+βb<2φ

(14)

根據(jù)以上設(shè)計(jì)內(nèi)容，確定動(dòng)刀cd段滑切角βa=58°(將刃口曲線cd段簡(jiǎn)化為擁有固定滑切角的一段直線)，定刀滑切角βa=56°，結(jié)合前文確定動(dòng)刀伸出高度為50 mm，旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器動(dòng)刀和定刀設(shè)計(jì)尺寸參數(shù)如圖8所示，加工完成后的動(dòng)刀盤(pán)和定刀盤(pán)如圖9所示。

圖8 動(dòng)刀和定刀結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖Fig.8 Dimension parameters of moving tool and fixed tool

圖9 旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器刀盤(pán)Fig.9 Rotary knife disc cutter

1.2.4切割速比范圍

為分析動(dòng)刀切割運(yùn)動(dòng)軌跡，以刀盤(pán)圓心為原點(diǎn)建立直角坐標(biāo)系，以機(jī)器前進(jìn)方向?yàn)閤軸正方向，垂直前進(jìn)方向?yàn)閥軸正方向，如圖10所示。切割器在進(jìn)行切割作業(yè)時(shí)，動(dòng)刀的運(yùn)動(dòng)為刀盤(pán)旋轉(zhuǎn)和機(jī)器前進(jìn)的合成運(yùn)動(dòng)，刀刃上某點(diǎn)相對(duì)地面的軌跡為一條余擺線，刀刃相對(duì)地面所掃過(guò)的區(qū)域?yàn)橛鄶[帶[23-24]，當(dāng)切割傾角為0°時(shí)，刀刃最低點(diǎn)A、最高點(diǎn)B的軌跡方程為

(15)

(16)

式中 (xA，yA)——刀片內(nèi)端點(diǎn)A坐標(biāo)，m

(xB，yB)——刀片內(nèi)端點(diǎn)B坐標(biāo)，m

vj——前進(jìn)速度

t——刀盤(pán)轉(zhuǎn)過(guò)時(shí)間

設(shè)動(dòng)刀盤(pán)相鄰兩動(dòng)刀片的間隔角為α，相鄰兩動(dòng)刀片的切割軌跡如圖10所示，為了避免出現(xiàn)漏割，要求動(dòng)刀盤(pán)每旋轉(zhuǎn)α機(jī)器前進(jìn)的距離s′應(yīng)小于刀片的伸出高度h′，同時(shí)為減少對(duì)單個(gè)莖稈的重復(fù)切割，降低切割功耗和留茬破頭率，需使前進(jìn)距離s′大于單個(gè)莖稈直徑dmax，即

(17)

式中vg——切割速度

將動(dòng)刀端點(diǎn)B處的旋轉(zhuǎn)半徑R=0.25 m、動(dòng)刀數(shù)量m=15、王草莖稈最大直徑dmax=0.03 m、刀片的伸出高度h′=0.05 m代入公式(17)，得到切割裝置前進(jìn)速度vj與切割速度vg的比值范圍為0.29～0.47。

圖10 旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器動(dòng)刀運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.10 Movement track of moving knife of rotary cutter disc cutter

1.3 塔輪式輸送器設(shè)計(jì)

切割裝置采用兩個(gè)對(duì)向旋轉(zhuǎn)的塔輪式輸送器，負(fù)責(zé)將切斷的王草向后夾持輸送，塔輪式輸送器結(jié)構(gòu)如圖11所示，整體為錐臺(tái)筒狀結(jié)構(gòu)，筒高為350 mm，輸送器下部通過(guò)螺栓與刀盤(pán)式切割器相連，上部與傳動(dòng)機(jī)構(gòu)相連。輸送器外筒壁自下而上分布有6層輸送撥齒，為使莖稈在切斷后能及時(shí)夾持，同時(shí)為使王草莖稈根部能夠先于上部向后輸送，下3層撥齒設(shè)計(jì)較為密集，每層沿圓周共布置20個(gè)撥齒，上3層撥齒每層布置3個(gè)撥齒。撥齒齒尖的回轉(zhuǎn)半徑自下而上逐層減小，最下層撥齒回轉(zhuǎn)直徑為500 mm，最頂層撥齒回轉(zhuǎn)直徑為340 mm，在相同回轉(zhuǎn)角速度的條件下，底層撥齒回轉(zhuǎn)線速度大于上層撥齒的線速度，進(jìn)而在輸送過(guò)程中莖稈根部的輸送速度大于上部莖稈，進(jìn)一步利于莖稈的順茬喂入，抑制莖稈輸送堵塞情況的發(fā)生。

圖11 塔輪式輸送器結(jié)構(gòu)圖Fig.11 Tower-wheel conveyor structure diagram

2 基于ANSYS/LS-DYNA的切割裝置仿真試驗(yàn)

在樣機(jī)試制前利用顯式動(dòng)力學(xué)軟件ANSYS/LS-DYNA進(jìn)行王草莖稈切割仿真試驗(yàn)[19,25]，通過(guò)比較單動(dòng)刀和動(dòng)定刀組合兩種切割的切割過(guò)程和切割效果，驗(yàn)證動(dòng)定刀組合式切割器針對(duì)王草平茬切割和低耗切割的較優(yōu)作業(yè)效果；建立切割器和塔輪式輸送器的仿真模型，分析切割裝置在切割多根莖稈后的輸送效果。

2.1 仿真模型建立與參數(shù)設(shè)置

王草莖稈可分為芯部與外皮兩部分，收獲期王草莖稈芯部和外皮物理特性差異較大，在建立王草莖稈模型時(shí)分別建立芯部和外皮模型，設(shè)置莖稈直徑為20 mm，外皮厚度為1.5 mm。同時(shí)為提高運(yùn)算速度，切割裝置仿真模型只保留切割器、塔輪式輸送器和分禾器等核心工作部件，忽略傳動(dòng)機(jī)構(gòu)、底板、護(hù)板等部件，將切刀與刀盤(pán)設(shè)為一個(gè)整體，省略螺紋連接等。通過(guò)UG NX建立切割裝置和王草莖稈的三維模型，另存為.stp格式導(dǎo)入到ANSYS Workbench中進(jìn)行仿真前處理，仿真模型如圖12所示。

圖12 仿真模型Fig.12 Schematic of cutting model

王草莖稈為正交各向異性材料，設(shè)置王草莖稈為ORTHOTROPIC本構(gòu)模型，材料模型物理參數(shù)[22,26-27]如表1所示。切刀材料為65Mn，在建立鍘切模型時(shí)，定義切刀為剛性材料模型，其物理參數(shù)[28]如表2。定義接觸模型為Surface to Surface Eroding。采用多區(qū)域網(wǎng)格劃分法，細(xì)化王草莖稈網(wǎng)格，根據(jù)切割裝置實(shí)際工作過(guò)程，設(shè)定相關(guān)約束。對(duì)定刀和莖稈底面施加全約束，對(duì)切割裝置移動(dòng)自由度施加全約束。相關(guān)參數(shù)設(shè)置完成后，生成K文件，為使材料在受到作用力時(shí)而產(chǎn)生斷裂，需在K 文件中加入關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION(某一截面材料屬性為可斷裂性質(zhì))，并在Mechanical APDL進(jìn)行求解，得到d3plot 文件。利用LS-PrePost 軟件觀察仿真切割效果，輸出切割位移、動(dòng)能變化等結(jié)果數(shù)據(jù)。

表2 切刀材料模型物理參數(shù)Tab.2 Physical parameters of cutter material model

2.2 單動(dòng)刀和動(dòng)定刀組合切割效果分析

2.2.1切割過(guò)程分析

圖13為兩種切割形式在動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)速1 000 r/min下切斷單株莖稈的仿真切割過(guò)程及應(yīng)力云圖。單動(dòng)刀切割莖稈的仿真過(guò)程如圖13a所示。動(dòng)刀轉(zhuǎn)動(dòng)至與莖稈接觸后刃口對(duì)莖稈施加切割力，莖稈在慣性力和地面對(duì)根部支持力的作用下產(chǎn)生對(duì)動(dòng)刀的反作用力，在此過(guò)程中莖稈在切割部位產(chǎn)生塑性壓縮變形，同時(shí)在動(dòng)刀帶動(dòng)下產(chǎn)生繞根部的彎曲變形；當(dāng)莖稈所受切割應(yīng)力達(dá)到失效條件時(shí)，刀刃切入莖稈使莖稈逐漸被切斷。分析切割過(guò)程中的應(yīng)力變化情況可知，在莖稈逐漸被切斷的過(guò)程中，未切斷部分受到動(dòng)刀施加的提拉力，使莖稈未切斷部分與根茬產(chǎn)生分離的趨勢(shì)，易出現(xiàn)根茬破頭現(xiàn)象。同時(shí)，莖稈在動(dòng)刀作用下產(chǎn)生彎曲變形過(guò)程中，莖稈受到較大的彎曲應(yīng)力，作用力傳導(dǎo)至根部出現(xiàn)應(yīng)力集中的情況，對(duì)王草宿根產(chǎn)生彎曲破壞，尤其當(dāng)動(dòng)刀轉(zhuǎn)速較低時(shí)，由于根部應(yīng)力過(guò)大，仿真試驗(yàn)多次出現(xiàn)根部被彎斷的情況。

圖13 兩種切割形式下仿真切割過(guò)程及應(yīng)力云圖Fig.13 Simulation of cutting process and stress cloud diagram under two cutting forms

圖13b為動(dòng)定刀組合切割單株莖稈的仿真過(guò)程。動(dòng)刀轉(zhuǎn)動(dòng)至與莖稈接觸并帶動(dòng)莖稈向定刀移動(dòng)，莖稈在接觸定刀之前的作用狀態(tài)與單動(dòng)刀切割類(lèi)似，當(dāng)莖稈與定刀接觸后開(kāi)始受到來(lái)自動(dòng)刀和定刀的組合剪切力，莖稈切割部位先受到兩個(gè)方向的塑性壓縮變形，然后隨著切割應(yīng)力的增加，動(dòng)刀和定刀先后切入莖稈，莖稈在動(dòng)定刀的組合剪切作用下被切斷，未出現(xiàn)根茬破頭現(xiàn)象。同時(shí)，來(lái)自定刀的作用力減輕莖稈根部的彎曲變形，有效降低了切割過(guò)程對(duì)莖稈根部的彎曲破壞。

2.2.2莖稈撕裂分析

為進(jìn)一步對(duì)比兩種切割形式在不同切割速度下對(duì)王草平茬切割的切割效果，將切割部位的外皮和芯部在切割過(guò)程中的最大相對(duì)位移作為莖稈撕裂評(píng)價(jià)指標(biāo)，進(jìn)行不同動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的仿真切割試驗(yàn)，通過(guò)后處理軟件Ls-PrePost導(dǎo)出莖稈切割部位外皮和芯部在切割平面內(nèi)隨時(shí)間變化的位移數(shù)據(jù)，并計(jì)算出外皮和芯部在切割過(guò)程中的最大相對(duì)位移[22]。試驗(yàn)得出外皮與芯部最大相對(duì)位移隨轉(zhuǎn)速變化如圖14所示，從圖中可以看出，隨著動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的增加，單動(dòng)刀切割形式下外皮與芯部的最大相對(duì)位移呈現(xiàn)先減小后保持不變的趨勢(shì)；在700～1 300 r/min的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，最大相對(duì)位移快速下降，由12.87 mm下降至3.50 mm，然后基本保持穩(wěn)定。動(dòng)定刀組合切割形式下，外皮與芯部最大相對(duì)位移隨著刀盤(pán)轉(zhuǎn)速增加未有明顯變化，最大相對(duì)位移繞2.58 mm上下波動(dòng)。以上結(jié)果表明，雖然隨著動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的增加，單動(dòng)刀切割形式對(duì)莖稈撕裂情況有所改善，但動(dòng)定刀組合切割的斷面平整度仍?xún)?yōu)于單動(dòng)刀切割。

圖14 外皮與芯部最大相對(duì)位移隨轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.14 Maximum relative displacement between skin and core as function of rotational speed

2.2.3切割功耗分析

分析兩種切割形式的切割功耗情況，在后處理中導(dǎo)出動(dòng)刀盤(pán)在切割過(guò)程中的動(dòng)能變化情況，動(dòng)刀盤(pán)在莖稈切割初始至莖稈切斷過(guò)程中的動(dòng)能損耗即為莖稈切割功耗，圖15為不同動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)速下切割功耗和莖稈合成位移的變化情況。隨著刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的增加，單動(dòng)刀切割形式的切割功耗呈現(xiàn)先減小后穩(wěn)定的趨勢(shì)，動(dòng)定刀組合切割的切割功耗呈緩慢增加的趨勢(shì)，當(dāng)?shù)侗P(pán)轉(zhuǎn)速小于1 000 r/min時(shí)，動(dòng)定刀組合切割功耗小于單動(dòng)刀切割功耗，當(dāng)?shù)侗P(pán)轉(zhuǎn)速大于1 000 r/min時(shí)，動(dòng)定刀組合切割功耗大于單動(dòng)刀切割功耗。結(jié)合圖15中的莖稈斷面合成位移的變化曲線，分析單動(dòng)刀切割功耗變化的原因：?jiǎn)蝿?dòng)刀切割時(shí)根部莖稈受動(dòng)刀作用發(fā)生彎曲變形，刀盤(pán)轉(zhuǎn)速較慢時(shí)，被切莖稈彎曲變形較大，切割斷面位移較大，隨刀盤(pán)速度的增大，莖稈切割點(diǎn)傳遞變形的時(shí)間逐漸減小，莖稈根部彎曲變形量也逐漸減小，造成切割功耗的減小; 當(dāng)切割速度超過(guò)1 000 r/min，動(dòng)刀對(duì)莖稈切割點(diǎn)傳遞變形的時(shí)間不再顯著變化，切割斷面位移變化不明顯，隨著刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的繼續(xù)增加，切割功耗不再有顯著變化。相比單動(dòng)刀切割，動(dòng)定刀組合切割對(duì)莖稈彎曲變形的作用較小，隨著刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的改變，莖稈斷面合成位移未有明顯變化趨勢(shì)。

圖15 切割功耗和莖稈合成位移隨動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.15 Changes of cutting power consumption and stem synthetic displacement

仿真試驗(yàn)結(jié)果表明，在以切割斷面平整度為切割質(zhì)量評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)，動(dòng)定刀組合切割形式優(yōu)于單動(dòng)刀切割，同時(shí)在刀盤(pán)低速切割時(shí)，動(dòng)定刀組合切割形式的切割功耗也小于單動(dòng)刀切割，仿真試驗(yàn)驗(yàn)證了動(dòng)定刀組合切割形式針對(duì)王草平茬切割和低耗切割的作業(yè)效果優(yōu)于單動(dòng)刀切割。

圖16 莖稈切割輸送仿真云圖Fig.16 Stem cutting and conveying simulation

2.3 切割輸送效果仿真驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證切割裝置在多莖稈情況下的切割效果以及莖稈在切斷后的輸送效果，對(duì)切割輸送過(guò)程進(jìn)行仿真試驗(yàn)。試驗(yàn)設(shè)置切割傾角為0°，單次切割8根王草莖稈，割茬高度為15 cm。莖稈切割輸送仿真過(guò)程如圖16所示，仿真所設(shè)莖稈均被正常切斷，切斷后莖稈向后輸送流暢，未發(fā)生莖稈堵塞等情況。圖16a為切割輸送模型在切割方向垂直平面的橫向位移云圖，通過(guò)分析仿真過(guò)程可知，莖稈在切割器動(dòng)刀的帶動(dòng)下一起隨動(dòng)刀沿刀盤(pán)切線方向移動(dòng)，在移動(dòng)過(guò)程中莖稈逐漸被切斷，莖稈切斷后首先由動(dòng)刀提供沿刀盤(pán)切向的速度，然后逐漸與動(dòng)刀脫離接觸并由輸送器上的夾持撥齒帶動(dòng)繼續(xù)沿輸送器的切向運(yùn)動(dòng)，切斷后的莖稈在輸送器夾持齒的帶動(dòng)下逐漸向切割裝置中間聚攏，在中間分禾器的導(dǎo)向作用下逐步沿輸送器切向而向后輸送。

同時(shí)，通過(guò)俯視狀態(tài)下的縱向位移云圖(圖16b)分析莖稈輸送過(guò)程，輸送器將莖稈向后輸送的過(guò)程中，首先下層夾持撥齒與莖稈底部接觸帶動(dòng)莖稈向后輸送，然后上層夾持撥齒與莖稈中上部接觸使莖稈整株向后輸送。由于輸送器下層夾持撥齒的線速度大于上層夾持撥齒的線速度，為莖稈提供不同的加速度，造成底部莖稈的輸送速度大于上部莖稈，使得莖稈底部先于上部被向后輸送。在莖稈自身重力和夾持撥齒的作用下，莖稈在向后輸送的過(guò)程中逐步發(fā)生傾斜，由直立狀態(tài)逐步變?yōu)殇伔艩顟B(tài)，實(shí)現(xiàn)莖稈的順茬輸送喂入。

3 切割器臺(tái)架試驗(yàn)

3.1 臺(tái)架試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為進(jìn)一步確定旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器的最佳結(jié)構(gòu)和工作參數(shù)，保證王草切割效果，本研究在仿真試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，選取動(dòng)定刀組合式切割器，搭建試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行優(yōu)化試驗(yàn)。臺(tái)架試驗(yàn)采用響應(yīng)面試驗(yàn)Box-Behnken設(shè)計(jì)方法[29]，根據(jù)旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器的設(shè)計(jì)要求，選取根茬破頭率和單位切割功耗作為試驗(yàn)指標(biāo)。

動(dòng)定刀間隙是影響切割器工作質(zhì)量的重要因素，同時(shí)影響切割功耗和動(dòng)定刀的疲勞磨損；當(dāng)間隙過(guò)大，易造成王草根茬撕裂，加快定刀磨損速度，增加功率消耗，間隙過(guò)小，會(huì)增加調(diào)刀難度；經(jīng)前期試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)動(dòng)定刀間隙小于1 mm，在切割過(guò)程中易出現(xiàn)碰刀現(xiàn)象，因此選取動(dòng)定刀間隙為2～4 mm進(jìn)行優(yōu)化試驗(yàn)。相關(guān)研究表明[30]，切割速比(機(jī)器前進(jìn)速度與切割速度的比值)對(duì)莖稈切割質(zhì)量具有重要影響，合適的切割速比能夠有效降低重割、漏割率，提高切割斷面平整度并減少切割損耗。前期對(duì)動(dòng)刀盤(pán)的切割速度分析認(rèn)為切割速比在0.29～0.47之間，在此基礎(chǔ)上的仿真試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，機(jī)器前進(jìn)速度為0.8 m/s，當(dāng)切割速度小于1.55 m/s時(shí)，部分王草莖稈未能及時(shí)切斷，在與割臺(tái)碰撞后發(fā)生彎折破裂，造成根茬破茬率升高；當(dāng)切割速度大于2.86 m/s時(shí)，部分王草莖稈出現(xiàn)多次刈割的情況，造成切割損耗增加；當(dāng)切割速度設(shè)置在1.55～2.86 m/s時(shí)，王草莖稈切割順暢，重割、漏割等不利情況出現(xiàn)較少；因此，選取1.55～2.86 m/s作為切割速度的優(yōu)化范圍，換算得刀盤(pán)轉(zhuǎn)速范圍為60～110 r/min。除此之外，刀盤(pán)傾角同樣是影響切割質(zhì)量的重要因素，刀盤(pán)傾角即莖稈切割時(shí)的斜切角，適當(dāng)提高刀盤(pán)傾角可減小莖稈切割力和重割率，降低切割功耗和重割損失；但傾角過(guò)大亦會(huì)產(chǎn)生割茬高度差異增大、破茬率增高等不利影響，同時(shí)考慮割臺(tái)整體結(jié)構(gòu)的影響，選取10°～ 40°作為刀盤(pán)傾角的優(yōu)化范圍。

綜上所述，以動(dòng)定刀間隙、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速、刀盤(pán)傾角為試驗(yàn)因素，留茬破頭率Y1、單位切割功耗Y2為響應(yīng)值，依據(jù)Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)要求，確定試驗(yàn)因素編碼如表3所示。

表3 臺(tái)架試驗(yàn)因素編碼Tab.3 Factors and coding of bench test

3.2 試驗(yàn)臺(tái)架結(jié)構(gòu)及試驗(yàn)過(guò)程

切割試驗(yàn)臺(tái)整體結(jié)構(gòu)如圖17所示，主要由工作架、底座、傾角調(diào)節(jié)板、定刀盤(pán)、動(dòng)刀盤(pán)、減速電機(jī)、動(dòng)態(tài)扭矩傳感器和傳動(dòng)機(jī)構(gòu)等部分組成。減速電機(jī)、動(dòng)態(tài)扭矩傳感器、傳動(dòng)機(jī)構(gòu)、定刀盤(pán)和動(dòng)刀盤(pán)安裝于工作架上，減速電機(jī)產(chǎn)生的扭矩通過(guò)動(dòng)態(tài)扭矩傳感器和傳動(dòng)機(jī)構(gòu)傳遞給動(dòng)刀盤(pán)，從而帶動(dòng)動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)，在此過(guò)程中，動(dòng)態(tài)扭矩傳感器可實(shí)時(shí)記錄刀盤(pán)轉(zhuǎn)速和扭矩。定刀盤(pán)安裝于動(dòng)刀盤(pán)下方的機(jī)架上，與動(dòng)刀盤(pán)共同組成旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器，通過(guò)改變動(dòng)刀盤(pán)與傳動(dòng)機(jī)構(gòu)末端螺紋連接的位置可實(shí)現(xiàn)動(dòng)刀盤(pán)位置的上下移動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)動(dòng)定刀間隙的可調(diào)，試驗(yàn)時(shí)根據(jù)試驗(yàn)方案通過(guò)塞尺得出不同的動(dòng)定刀間隙。工作架安裝于底座上方，二者通過(guò)活動(dòng)鉸鏈板鉸接，工作架可繞鉸鏈向上轉(zhuǎn)動(dòng)，帶動(dòng)其上安裝的切割器同步發(fā)生偏轉(zhuǎn)，實(shí)現(xiàn)刀盤(pán)傾角的可調(diào)，當(dāng)傾角轉(zhuǎn)動(dòng)至試驗(yàn)設(shè)定值時(shí)，通過(guò)螺栓將工作架與底座兩側(cè)的傾角調(diào)節(jié)板連接固定。

圖17 切割試驗(yàn)臺(tái)整體結(jié)構(gòu)圖Fig.17 Overall structure diagram of cutting test bench1.上工作架 2.下底座 3.傾角調(diào)節(jié)板 4.定刀盤(pán) 5.動(dòng)刀盤(pán) 6.減速電機(jī) 7.動(dòng)態(tài)扭矩傳感器 8.傳動(dòng)機(jī)構(gòu)

圖18 切割器試驗(yàn)臺(tái)架Fig.18 Cutter test stand1.輸送電機(jī) 2. 輸送帶 3.輸送變頻器 4.王草 5.王草固定座 6.減速電機(jī)變頻器 7.計(jì)算機(jī)

王草切割試驗(yàn)臺(tái)架如圖18所示，選擇單側(cè)旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器進(jìn)行優(yōu)化試驗(yàn)。試驗(yàn)用王草采自石家莊鑫農(nóng)機(jī)械有限公司王草種植田(38.15°N，114.82°E)，王草品種為熱研-4號(hào)，測(cè)得王草平均高度1.8 m，切割部位平均切段長(zhǎng)度18.56 mm，采用烘干法測(cè)定植株莖稈平均含水率為86%。試驗(yàn)時(shí)，每組試驗(yàn)取王草50株，用游標(biāo)卡尺測(cè)量莖稈切割部位橫截面長(zhǎng)徑和短徑，記錄每組莖稈的尺寸數(shù)據(jù)，將測(cè)量完成的莖稈插入焊接在輸送帶上的王草固定座中。每組試驗(yàn)開(kāi)始前，按試驗(yàn)要求調(diào)節(jié)刀盤(pán)傾角、動(dòng)定刀間隙和切割器刀盤(pán)轉(zhuǎn)速等試驗(yàn)因素，分別調(diào)節(jié)輸送變頻器和減速機(jī)變頻器輸出頻率來(lái)控制王草輸送速度和切割器轉(zhuǎn)速。試驗(yàn)時(shí)先運(yùn)轉(zhuǎn)減速電機(jī)帶動(dòng)動(dòng)刀盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)，待轉(zhuǎn)速和扭矩穩(wěn)定后打開(kāi)輸送電機(jī)，輸送王草完成切割。切割完成后保存切割過(guò)程扭矩?cái)?shù)據(jù)，并觀察王草切割后破茬數(shù)量，計(jì)算留茬破頭率和單位切割功耗[30]。

3.3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)方案及試驗(yàn)結(jié)果如表4所示(x1、x2、x3為因素編碼值)，共17組試驗(yàn)，每組試驗(yàn)重復(fù)3次，指標(biāo)結(jié)果取3次試驗(yàn)平均值。通過(guò)Design-Expert 12.0 軟件對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析和因素方差分析，確定各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響顯著性，分別建立留茬破頭率Y1和單位切割功耗Y2的回歸模型。

表4 試驗(yàn)方案與結(jié)果Tab.4 Trial protocol and results

3.4 回歸模型建立和顯著性檢驗(yàn)

3.4.1留茬破頭率回歸模型建立和顯著性檢驗(yàn)

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行多元回歸擬合，得到各試驗(yàn)因素對(duì)留茬破頭率Y1影響的回歸模型為

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由回歸模型方差分析可知，模型具有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義(P<0.000 1)，回歸模型失擬項(xiàng)不顯著(P>0.05)，回歸模型擬合度較好。其中刀盤(pán)轉(zhuǎn)速、刀盤(pán)傾角、動(dòng)定刀間隙與刀盤(pán)轉(zhuǎn)速交互項(xiàng)的P值小于0.05，說(shuō)明以上3項(xiàng)對(duì)留茬破頭率的影響顯著；動(dòng)定刀間隙、動(dòng)定刀間隙與刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的交互項(xiàng)、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速與刀盤(pán)傾角的交互項(xiàng)、動(dòng)定刀間隙的平方項(xiàng)、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的平方項(xiàng)以及刀盤(pán)傾角的平方項(xiàng)的P值均小于0.01，說(shuō)明以上各項(xiàng)對(duì)留茬破頭率的影響極顯著，相關(guān)試驗(yàn)因素對(duì)響應(yīng)值的影響存在二次關(guān)系。模型決定系數(shù)為0.949 3，表明留茬破頭率的變化有94.93%取決于各試驗(yàn)因素。該模型的變異系數(shù)為9.59%，表明試驗(yàn)數(shù)據(jù)合理，可信度高。模型信噪比為16.645 3，大于4，表明該模型具有良好的精確性、合理性，能夠充分體現(xiàn)各試驗(yàn)因素與留茬破頭率之間的關(guān)系。

3.4.2單位切割功耗回歸模型建立和顯著性檢驗(yàn)

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行多元回歸擬合，得到各試驗(yàn)因素對(duì)單位切割功耗Y2影響的回歸模型為

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由回歸模型方差分析可知，模型具有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義(P<0.000 1)，回歸模型失擬項(xiàng)不顯著(P>0.05)，回歸模型擬合度較好。其中刀盤(pán)轉(zhuǎn)速、動(dòng)定刀間隙與刀盤(pán)傾角的交互項(xiàng)P值小于0.05，說(shuō)明以上2項(xiàng)對(duì)單位切割功耗的影響顯著；動(dòng)定刀間隙、刀盤(pán)傾角、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速與刀盤(pán)傾角交互項(xiàng)、動(dòng)定刀間隙平方項(xiàng)、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速平方項(xiàng)以及刀盤(pán)傾角平方項(xiàng)的P值小于0.01，說(shuō)明以上各項(xiàng)對(duì)單位切割功耗的影響極顯著，相關(guān)試驗(yàn)因素對(duì)響應(yīng)值的影響存在二次關(guān)系。動(dòng)定刀間隙與刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的交互作用對(duì)單位切割功耗的影響不顯著。模型決定系數(shù)為0.966 6，表明單位切割功耗的變化有96.66%取決于各試驗(yàn)因素。

3.5 因素交互作用對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響

對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，可得到動(dòng)定刀間隙、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速和刀盤(pán)傾角對(duì)留茬破頭率的影響，其響應(yīng)曲面如圖19所示。由圖可知，等高線呈現(xiàn)較大曲率的橢圓形，各因素交互影響顯著。在動(dòng)定刀間隙為2.5～3.5 mm、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為90～110 r/min、刀盤(pán)傾角為22°～34°時(shí)，留茬破頭率較小。動(dòng)定刀間隙、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速和刀盤(pán)傾角對(duì)單位切割功耗交互作用的響應(yīng)曲面如圖20所示。動(dòng)定刀間隙和刀盤(pán)傾角的交互作用、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速與刀盤(pán)傾角的交互作用對(duì)單位切割功耗影響較顯著，在動(dòng)定刀間隙為2.5～3.0 mm、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為70～90 r/min、刀盤(pán)傾角為22°～34°時(shí)，單位切割功耗較小。

3.6 最優(yōu)參數(shù)組合優(yōu)化與驗(yàn)證

以留茬破頭率和單位切割功耗的最小值為優(yōu)化目標(biāo)，以動(dòng)定刀間隙、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速和刀盤(pán)傾角為優(yōu)化對(duì)象進(jìn)行分析，對(duì)回歸方程進(jìn)行求解，分析響應(yīng)曲面，對(duì)回歸模型進(jìn)行尋優(yōu)。目標(biāo)及約束條件方程為

圖19 因素交互作用對(duì)留茬破頭率影響的響應(yīng)面Fig.19 Effects of interaction of factors on rate of stubble head breakage

圖20 因素交互作用對(duì)單位切割功耗影響的響應(yīng)面Fig.20 Effects of factor interaction on power consumption per unit cut

(20)

用NSGA-Ⅱ算法[31]求解回歸模型最優(yōu)解，對(duì)于多目標(biāo)優(yōu)化問(wèn)題，不可能使每個(gè)目標(biāo)同時(shí)最優(yōu)，但可以在目標(biāo)之間進(jìn)行協(xié)調(diào)和權(quán)衡，以盡可能地滿足每個(gè)目標(biāo)，這意味著最優(yōu)邊界上的所有解都可用于方案優(yōu)化[31]。綜合考慮，在切割器作業(yè)質(zhì)量?jī)?yōu)先原則下，選取切割器優(yōu)化試驗(yàn)最優(yōu)參數(shù)組合動(dòng)定刀間隙為2.98 mm，刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為84.70 r/min，刀盤(pán)傾角為28.65°，在此參數(shù)組合下求得留茬破頭率為8.58%，單位切割功耗為7.41 mJ/mm2。為確保優(yōu)化結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用上述較優(yōu)參數(shù)組合進(jìn)行臺(tái)架驗(yàn)證試驗(yàn)，重復(fù)3次試驗(yàn)取平均值。測(cè)得留茬破頭率為8.66%，單位切割功耗為7.78 mJ/mm2，試驗(yàn)驗(yàn)證值與模型預(yù)測(cè)值差異較小，說(shuō)明較優(yōu)參數(shù)組合可靠。

4 田間試驗(yàn)

為進(jìn)一步驗(yàn)證旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式王草切割器的田間實(shí)際作業(yè)效果，結(jié)合臺(tái)架試驗(yàn)優(yōu)化結(jié)果，于2021年5月15日在廣東省湛江市進(jìn)行田間性能試驗(yàn)。試驗(yàn)田地形平坦，試驗(yàn)王草品種為熱研-4號(hào)，測(cè)得王草株高1.6～2.1 m，平均株行距50 cm×50 cm，平均含水率83%，根據(jù)切割器設(shè)計(jì)結(jié)果，將旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式王草切割器安裝于自走式王草收獲機(jī)，因收獲機(jī)田間功耗不便測(cè)量，因此田間試驗(yàn)僅選擇留茬破頭率作為試驗(yàn)指標(biāo)，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖21所示。

圖21 王草田間收割試驗(yàn)Fig.21 Field harvesting experiment of King grass

收獲機(jī)前進(jìn)速度為0.8 m/s，調(diào)節(jié)傳動(dòng)比設(shè)置旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為84.7 r/min，動(dòng)定刀間隙為2.98 mm，刀盤(pán)傾角為28.65°。每次試驗(yàn)收割2行王草，收割長(zhǎng)度為30 m，前10 m為機(jī)器調(diào)試行程，每次試驗(yàn)后選取后20 m的切割區(qū)域，記錄切割王草總株數(shù)與留茬破損數(shù)，重復(fù)進(jìn)行5組試驗(yàn)。

測(cè)得王草平均割茬高度12.6 cm，塔輪式輸送器對(duì)莖稈切斷后向后輸送的效果良好，在機(jī)器前進(jìn)速度0.8 m/s的情況下，試驗(yàn)未出現(xiàn)莖稈堵塞情況；根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算平均留茬破頭率為9.51%，略高于臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果，分析原因?yàn)樘镩g試驗(yàn)用王草生長(zhǎng)期長(zhǎng)于臺(tái)架試驗(yàn)所用王草，莖稈含水率減少，干物質(zhì)增多，莖稈外皮硬度增強(qiáng)，造成根茬破頭率增高，但根茬破頭率在可接受范圍內(nèi)，旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式切割器應(yīng)用于王草收獲總體切割質(zhì)量較好。

5 結(jié)論

(1)根據(jù)王草簇狀分蘗生長(zhǎng)的生物特性和平茬刈割的收獲要求，完成了旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式王草平茬切割裝置的總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，對(duì)核心工作部件——切割器和塔輪式輸送器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過(guò)理論分析，確定刀盤(pán)直徑、動(dòng)刀伸出高度、刀片數(shù)量、切割速比等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)和工作參數(shù)。

(2)通過(guò)仿真試驗(yàn)對(duì)比單動(dòng)刀切割和動(dòng)定刀組合切割的切割效果，結(jié)果表明在以切割斷面平整度為切割質(zhì)量評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，動(dòng)定刀組合切割形式優(yōu)于單動(dòng)刀切割，在刀盤(pán)低速切割時(shí)，動(dòng)定刀組合切割形式的切割功耗也小于單動(dòng)刀切割；切割輸送仿真試驗(yàn)表明塔輪式輸送器的輸送效果較好，能夠?qū)崿F(xiàn)割后王草莖稈的順茬輸送。

(3)搭建切割器試驗(yàn)臺(tái)，采用響應(yīng)面試驗(yàn)Box-Behnken設(shè)計(jì)方法，建立了留茬破頭率、切割功耗與試驗(yàn)因素間的數(shù)學(xué)模型，通過(guò)NSGA-Ⅱ算法，以留茬破頭率和單位切割功耗的最小值為優(yōu)化目標(biāo)，切割器最優(yōu)參數(shù)組合為動(dòng)定刀間隙2.98 mm、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為84.7 r/min、刀盤(pán)傾角為28.65°，在此參數(shù)組合下測(cè)得留茬破頭率為8.66%，單位切割功耗為7.78 mJ/mm2；在此基礎(chǔ)上進(jìn)行田間試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果與優(yōu)化結(jié)果基本一致，結(jié)果表明旋轉(zhuǎn)刀盤(pán)式王草平茬切割裝置應(yīng)用于王草收獲總體切割質(zhì)量較好。