有機(jī)肥深施機(jī)肥塊破碎刀設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

袁全春，徐麗明，馬 帥，牛 叢，王爍爍，袁訓(xùn)騰

有機(jī)肥深施機(jī)肥塊破碎刀設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

袁全春，徐麗明※，馬 帥，牛 叢，王爍爍，袁訓(xùn)騰

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

結(jié)塊的有機(jī)肥肥效難以釋放，而且不利于機(jī)械化作業(yè)。為了更好地破碎肥塊，該文針對(duì)有機(jī)肥深施機(jī)鋸齒形碎肥刀片進(jìn)行了仿真分析與優(yōu)化。在EDEM中選擇Hertz-Mindlin with bonding粘結(jié)模型建立肥塊模型，基于單軸壓縮試驗(yàn)對(duì)肥塊的粘結(jié)參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，并建立了單個(gè)刀片單次碎肥的仿真模型。通過(guò)單因素仿真試驗(yàn)分析了碎肥刀的轉(zhuǎn)速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高等參數(shù)對(duì)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(píng)價(jià)指標(biāo)，進(jìn)行均勻設(shè)計(jì)仿真試驗(yàn)，得到評(píng)價(jià)指標(biāo)與碎肥刀參數(shù)的回歸方程，并利用Matlab優(yōu)化工具箱得到最優(yōu)的碎肥刀和作業(yè)結(jié)構(gòu)參數(shù)，即碎肥刀轉(zhuǎn)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(yōu)參數(shù)進(jìn)行不同粒徑肥塊的破碎試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，優(yōu)化后碎肥刀具有較低的能耗和較高的碎肥質(zhì)量，在2.4 kg/min的作業(yè)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(shè)計(jì)的碎肥刀可用于有機(jī)肥的碎肥作業(yè)。

農(nóng)業(yè)機(jī)械；試驗(yàn)；離散元；有機(jī)肥；肥塊；粘結(jié)模型；破碎

0 引 言

秋季深施有機(jī)肥是果園管理的重要環(huán)節(jié)[1]，直接影響下一年的果品產(chǎn)量和品質(zhì)。有機(jī)肥為含濕物料，容易結(jié)塊，影響肥效釋放，且不利于機(jī)械化作業(yè)，所以施用前需要對(duì)肥塊進(jìn)行破碎。目前有機(jī)肥破碎機(jī)械多為固定式，通過(guò)高速旋轉(zhuǎn)的部件撞擊肥塊使其破碎，振動(dòng)大，能耗高。

目前，農(nóng)業(yè)生產(chǎn)作業(yè)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(jī)肥碎肥刀的研究未見(jiàn)報(bào)道。隨著計(jì)算機(jī)和電子技術(shù)的發(fā)展，離散元仿真技術(shù)在農(nóng)業(yè)領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[12-13]，研究中多采用仿真試驗(yàn)與物理試驗(yàn)相結(jié)合的方法。

碎肥刀是碎肥作業(yè)的關(guān)鍵部件，其參數(shù)直接影響碎肥作業(yè)的能耗和碎肥質(zhì)量，所以有必要對(duì)碎肥刀的參數(shù)進(jìn)行研究，以降低碎肥能耗，提高碎肥質(zhì)量。本文擬運(yùn)用EDEM軟件建立肥塊粘結(jié)模型并標(biāo)定粘結(jié)參數(shù)，建立碎肥刀片模型進(jìn)行碎肥仿真試驗(yàn)；分析碎肥刀轉(zhuǎn)速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高等參數(shù)對(duì)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(píng)價(jià)指標(biāo)，進(jìn)行均勻設(shè)計(jì)仿真試驗(yàn)，擬合得到評(píng)價(jià)指標(biāo)與各參數(shù)的回歸方程，并求解各參數(shù)的最優(yōu)組合；以最優(yōu)參數(shù)進(jìn)行不同粒徑肥塊的破碎試驗(yàn)，檢驗(yàn)碎肥刀性能。以期為碎肥裝置的設(shè)計(jì)提供理論支撐。

1 模型構(gòu)建

1.1 肥塊粘結(jié)模型

肥塊是由許多小的有機(jī)肥顆粒粘結(jié)形成的，為了描述其力學(xué)特性，在EDEM軟件中選擇Hertz-Mindlin with bonding粘結(jié)模型建立肥塊模型[14]。該模型通過(guò)粘結(jié)鍵將小顆粒連結(jié)在一起形成大顆粒，并通過(guò)單位法向剛度、單位切向剛度、臨界法向應(yīng)力、臨界切向應(yīng)力和粘結(jié)半徑等粘結(jié)參數(shù)表征肥塊的力學(xué)性能。當(dāng)肥塊所承受的法向應(yīng)力和切向應(yīng)力超過(guò)最大值時(shí)，粘結(jié)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(jié)力和切向粘結(jié)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(qū)域面積，m2；為肥塊顆粒的慣性矩，m4；R為肥塊顆粒間的粘結(jié)半徑，m；max、max為肥塊顆粒間粘結(jié)鍵所能承受的最大法向應(yīng)力和切向應(yīng)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(jié)生成肥塊模型。在EDEM軟件中建立邊長(zhǎng)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(biāo)。在進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)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(zhǎng)25 mm的正方體，并設(shè)置粘結(jié)參數(shù)生成粘結(jié)鍵，得到肥塊粘結(jié)模型[15]。

1.2 肥塊粘結(jié)參數(shù)標(biāo)定

為了使肥塊的粘結(jié)模型能夠表征實(shí)際肥塊的力學(xué)性能，通常需要對(duì)粘結(jié)參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定[16]。單軸壓縮試驗(yàn)可以測(cè)定肥塊的力學(xué)性能，故本文采用單軸壓縮試驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定，通過(guò)對(duì)比物理試驗(yàn)和仿真試驗(yàn)的最大載荷及其位移，標(biāo)定出粘結(jié)參數(shù)。

1.2.1 單軸壓縮物理試驗(yàn)

在單軸壓縮物理試驗(yàn)中，為了方便與仿真試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，選擇粒徑為40～60 mm的結(jié)塊發(fā)酵羊糞，并制成邊長(zhǎng)25 mm的正方體試樣。使用REGER萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)以30 mm/min的速度對(duì)試樣進(jìn)行壓縮，如圖 1a所示，得到載荷-位移關(guān)系曲線和最大載荷及其位移，試驗(yàn)重復(fù)5次，結(jié)果取平均值。

1.2.2 單軸壓縮仿真試驗(yàn)

在仿真試驗(yàn)中，離散元模型的其他基本參數(shù)參考文獻(xiàn)[17]的休止角試驗(yàn)標(biāo)定得到：有機(jī)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(jī)肥顆粒間恢復(fù)系數(shù)0.5，靜摩擦系數(shù)0.65，滾動(dòng)摩擦系數(shù)0.15；有機(jī)肥顆粒與鋼板間恢復(fù)系數(shù)0.4，靜摩擦系數(shù)0.7，滾動(dòng)摩擦系數(shù)0.16。

單軸壓縮仿真試驗(yàn)如圖1b所示，上側(cè)平板以30 mm/min的速度對(duì)肥塊進(jìn)行壓縮，試驗(yàn)時(shí)輸入不同的粘結(jié)參數(shù)組合，以肥塊破碎的最大載荷及其位移作為響應(yīng)值，得到響應(yīng)值與粘結(jié)參數(shù)的關(guān)系。根據(jù)文獻(xiàn)[18-22]確定肥塊粘結(jié)參數(shù)的水平選取范圍，如表1所示，選擇U18(65)進(jìn)行5因素6水平均勻設(shè)計(jì)試驗(yàn)[23-24]，共進(jìn)行18次試驗(yàn)，試驗(yàn)方案及結(jié)果如表 2所示。

在Minitab軟件[25]中選擇逐步回歸方法，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，分別得到最大載荷及其位移與粘結(jié)參數(shù)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(yàn)

表1 肥塊粘結(jié)參數(shù)標(biāo)定試驗(yàn)因素水平表

表2 粘結(jié)參數(shù)標(biāo)定試驗(yàn)方案及結(jié)果

1.2.3 粘結(jié)參數(shù)優(yōu)化及驗(yàn)證

在Matlab軟件中使用優(yōu)化工具箱中的多目標(biāo)尋優(yōu)遺傳算法[26]，以物理試驗(yàn)的最大載荷及其位移值作為目標(biāo)，對(duì)肥塊的粘結(jié)參數(shù)進(jìn)行尋優(yōu)，得到其最優(yōu)組合：?jiǎn)挝环ㄏ騽偠?.80×108N/m3，單位切向剛度3.50×108N/m3，臨界法向應(yīng)力3.29 MPa，臨界切向應(yīng)力2.92 MPa，粘結(jié)半徑1.26 mm。以優(yōu)化的粘結(jié)參進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)，得到載荷-位移關(guān)系曲線，如圖2所示。最大載荷的相對(duì)誤差為4.05%，位移的相對(duì)誤差為0.67%，通過(guò)單軸壓縮試驗(yàn)標(biāo)定的肥塊粘結(jié)參數(shù)準(zhǔn)確可靠，可以用于肥塊破碎的后續(xù)研究。

1.3 碎肥刀模型

碎肥刀是碎肥作業(yè)的關(guān)鍵部件，其參數(shù)直接影響碎肥能耗和碎肥質(zhì)量。根據(jù)已有研究，鋸齒形刀片具有較好的破碎效果[27]。碎肥刀的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有滑切角、刃口角、齒寬和齒高，如圖3所示?？紤]結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，并參考旋耕刀尺寸，刀片厚度為5 mm，寬度為46 mm，回轉(zhuǎn)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(dǎo)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(zhǎng)25 mm的正方體粘結(jié)模型，粘結(jié)參數(shù)為標(biāo)定值；試驗(yàn)時(shí)碎肥刀順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，肥塊在碎肥刀的擠壓剪切作用下被破碎[28-30]。通過(guò)研究單個(gè)刀片單次破碎過(guò)程中刀片參數(shù)對(duì)其所受最大阻力及肥塊破碎率的影響，以優(yōu)化刀片參數(shù)。

1.罩殼 2.支撐柵條 3.碎肥刀 4.肥塊

1.5 仿真參數(shù)設(shè)置

根據(jù)仿真模型中的坐標(biāo)系，對(duì)碎肥刀的受力方向做如下規(guī)定：作業(yè)過(guò)程中，碎肥刀順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，刀片受到垂直于刀面向里的側(cè)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(jié)鍵與生成的總粘結(jié)鍵的比值。破碎過(guò)程使肥塊顆粒間的粘結(jié)鍵發(fā)生斷裂，斷裂的粘結(jié)鍵越多，破碎率越高，破碎后肥塊顆粒粒徑越?。幌喾?，破碎后顆粒粒徑越大。

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

注：n為碎肥刀轉(zhuǎn)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(cè)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(jié)果與分析

2.1 碎肥刀轉(zhuǎn)速對(duì)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(zhuǎn)速分別取200、300、400、500和600 r/min，進(jìn)行5組仿真試驗(yàn)，結(jié)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(cè)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(zhuǎn)速的增加而增大，垂直方向阻力分力受轉(zhuǎn)速影響較大，水平方向和側(cè)向阻力分力受轉(zhuǎn)速影響較小。肥塊破碎率隨轉(zhuǎn)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(zhuǎn)速的增大而增大。

2.2 滑切角對(duì)刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉(zhuǎn)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(jìn)行4組仿真試驗(yàn)，結(jié)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(cè)向阻力分力受滑切角的影響較小。這是由于過(guò)大的滑切角會(huì)增加刀片與肥塊的接觸面積，進(jìn)而使需要破碎的粘結(jié)鍵增加。肥塊破碎率隨滑切角的增大先增大后減小，當(dāng)滑切角為5°時(shí)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(dāng)滑切角為5°時(shí)比值最小。

2.3 刃口角對(duì)刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉(zhuǎn)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(jìn)行5組仿真試驗(yàn)，結(jié)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(cè)向所受阻力的分力，對(duì)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(cè)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(jié)鍵增多，故刀片所受阻力增大。刃口角對(duì)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(duì)刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉(zhuǎn)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(jìn)行5組仿真試驗(yàn)，結(jié)果如圖6d所示。由圖6d可知，刀片所受阻力遠(yuǎn)小于無(wú)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(cè)向和水平方向分力，側(cè)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?yàn)辇X寬的增大使破碎點(diǎn)減少，而破碎點(diǎn)越多阻力越小，這也導(dǎo)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(duì)刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉(zhuǎn)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(jìn)行7組仿真試驗(yàn)，結(jié)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(duì)水平方向阻力影響較大，側(cè)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(shì)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(shù)優(yōu)化

通過(guò)對(duì)碎肥刀所受阻力和肥塊破碎率的分析可知，碎肥刀轉(zhuǎn)速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高等影響碎肥能耗和碎肥質(zhì)量，為了得到較低的能耗和較高的碎肥質(zhì)量，需要對(duì)碎肥刀片參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

3.1 優(yōu)化試驗(yàn)設(shè)計(jì)

選取碎肥刀轉(zhuǎn)速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高5個(gè)參數(shù)作為因素，以碎肥刀最大阻力與肥塊破碎率的比值作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，選擇U15(55)均勻設(shè)計(jì)試驗(yàn)表進(jìn)行5因素5水平的均勻設(shè)計(jì)試驗(yàn)，共15次試驗(yàn)，試驗(yàn)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(jié)合單因素仿真分析結(jié)果，碎肥刀宜取較低的轉(zhuǎn)速，刃口角宜取較大值，齒寬、齒高宜取較小值。綜合考慮作業(yè)效率，取碎肥刀轉(zhuǎn)速水平范圍為300～500 r/min；滑切角為5°時(shí)最小，所以取滑切角水平范圍為0°～10°；刃口角過(guò)大齒間易積肥，所以取刃口角水平范圍為30°～50°；齒寬過(guò)小容易磨損，所以取齒寬水平范圍為3～5 mm；齒高過(guò)小不易加工，所以取齒高水平范圍為2～4 mm。試驗(yàn)因素水平表如表3所示，優(yōu)化試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。

表3 刀片參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)因素水平表

表4 刀片參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)方案及結(jié)果

3.2 優(yōu)化結(jié)果與分析

在Minitab軟件中選擇逐步回歸方法對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行回歸分析，得到評(píng)價(jià)指標(biāo)與碎肥刀片參數(shù)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(shuō)明回歸模型中評(píng)價(jià)指標(biāo)與碎肥刀片參數(shù)的關(guān)系非常顯著。方程的決定系數(shù)2=0.996 6，說(shuō)明方程擬合較好，可靠度高，可以較好地描述評(píng)價(jià)指標(biāo)與碎肥刀片參數(shù)之間的關(guān)系。

在Matlab軟件中使用優(yōu)化工具箱中的遺傳算法，對(duì)回歸方程進(jìn)行尋優(yōu)，得到評(píng)價(jià)指標(biāo)最小時(shí)的碎肥刀參數(shù)組合：碎肥刀轉(zhuǎn)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(shù)最優(yōu)組合進(jìn)行仿真驗(yàn)證試驗(yàn)，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(tái)架試驗(yàn)

為了進(jìn)一步驗(yàn)證碎肥刀的碎肥性能，根據(jù)優(yōu)化結(jié)果使用9CrSi耐磨材料加工鋸齒形碎肥刀，進(jìn)行碎肥臺(tái)架試驗(yàn)。

4.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)在中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院進(jìn)行，試驗(yàn)材料為結(jié)塊的發(fā)酵羊糞，因肥塊大小差異大，使用電動(dòng)振篩機(jī)（8411型）將肥塊按粒徑篩分為10～20、>20～40、>40～60 mm共3組，分別進(jìn)行試驗(yàn)，評(píng)估碎肥刀破碎不同粒徑肥塊時(shí)的碎肥能耗和碎肥質(zhì)量。試驗(yàn)裝置主要由帶式輸送機(jī)、碎肥裝置和數(shù)據(jù)采集裝置等組成，如圖7所示。試驗(yàn)時(shí)由液壓站驅(qū)動(dòng)液壓馬達(dá)（BMM-50擺線馬達(dá)）帶動(dòng)碎肥刀以300 r/min的速度旋轉(zhuǎn)，啟動(dòng)輸送機(jī)，以2.4 kg/min的速度向碎肥裝置中輸送肥塊，碎肥時(shí)間25 s。使用星儀傳感器公司生產(chǎn)的CYYZ11壓力變送器（量程：20 MPa，精度：0.25%FS，輸出信號(hào)：1-5VDC）測(cè)量擺線馬達(dá)進(jìn)油口壓力，并使用計(jì)算機(jī)通過(guò)NI USB-6008數(shù)據(jù)采集卡采集壓力數(shù)據(jù)。取200 g破碎后的有機(jī)肥，使用電動(dòng)振篩機(jī)（8411型）篩分，統(tǒng)計(jì)肥料顆粒粒徑分布，共測(cè)量3次，取平均值。

1.帶式輸送機(jī) 2.碎肥裝置 3.數(shù)據(jù)采集裝置

碎肥裝置結(jié)構(gòu)如圖8所示，碎肥刀按雙螺旋對(duì)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(dá) 7.聯(lián)軸器

4.2 結(jié)果與分析

由采集的壓力數(shù)據(jù)分別得到破碎不同粒徑肥塊的液壓馬達(dá)進(jìn)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(jù)BMM-50液壓馬達(dá)資料，選擇300 r/min時(shí)的油壓扭矩?cái)?shù)據(jù)，擬合得到關(guān)于液壓馬達(dá)扭矩與進(jìn)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(dá)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(jì)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(guò)480 W，優(yōu)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(zhuǎn)速，r/min。

圖9 破碎不同粒徑肥塊的液壓馬達(dá)進(jìn)油口油壓

圖10 BMM-50液壓馬達(dá)油壓扭矩曲線

未結(jié)塊的有機(jī)肥顆粒粒徑通常小于10 mm，農(nóng)藝上對(duì)肥塊粒徑大小并無(wú)具體要求，理論上肥塊的粒徑越小越好。對(duì)肥塊進(jìn)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?yàn)榱?0～20 mm的肥塊容易通過(guò)支撐柵條間隙，刀片對(duì)其破碎作用較?。徊煌椒蕢K破碎后的粒徑均不超過(guò)20 mm，碎肥刀的碎肥質(zhì)量較高。

表5 不同粒徑肥塊破碎后的粒徑分布

5 結(jié) 論

1）通過(guò)單軸壓縮試驗(yàn)標(biāo)定了結(jié)塊有機(jī)肥離散元粘結(jié)模型參數(shù)，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(yīng)力為3.29 MPa，臨界切向應(yīng)力為2.92 MPa，粘結(jié)半徑為1.26 mm。以標(biāo)定的粘結(jié)參數(shù)值進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)，得到最大載荷的相對(duì)誤差為4.05%，位移的相對(duì)誤差為0.67%，載荷-位移關(guān)系曲線與實(shí)際相符，參數(shù)標(biāo)定結(jié)果可靠。

2）通過(guò)分析碎肥刀轉(zhuǎn)速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高對(duì)碎肥刀所受最大阻力和肥塊破碎率的影響，采用對(duì)均勻設(shè)計(jì)仿真試驗(yàn)進(jìn)行結(jié)果回歸分析，得到回歸方程，利用Matlab遺傳算法求得刀片參數(shù)最優(yōu)組合為碎肥刀轉(zhuǎn)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(shù)最優(yōu)組合進(jìn)行仿真驗(yàn)證試驗(yàn)，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(yōu)參數(shù)進(jìn)行不同粒徑的肥塊破碎臺(tái)架試驗(yàn)，結(jié)果表明，破碎時(shí)馬達(dá)進(jìn)油口平均壓力不超過(guò)2.44 MPa，平均能耗不超過(guò)480 W，破碎后的肥塊粒徑均不超過(guò)20 mm，碎肥能耗低、碎肥質(zhì)量高，可以用于碎肥作業(yè)。

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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(jī)肥深施機(jī)肥塊破碎刀設(shè)計(jì)與試驗(yàn)[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，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(xiàn)代農(nóng)業(yè)產(chǎn)業(yè)技術(shù)體系建設(shè)專項(xiàng)資金資助（CARS-29）

袁全春，博士生，主要從事生物生產(chǎn)自動(dòng)化研究。Email：yqcmail@qq.com

徐麗明，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事生物生產(chǎn)自動(dòng)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