基于EDEM的圆盘直抛式葡萄埋藤机切土刀优化设计与仿真分析

张贝贝; 居来提·买提肉孜; 郑威强; 邓宏程; 海丽齐古丽·亚森; 白文静

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2505038

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (11) :4564-4574 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2505038

农业科学

基于EDEM的圆盘直抛式葡萄埋藤机切土刀优化设计与仿真分析

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Optimization Design and Simulation Analysis of Soil Cutting Knife of Disc Direct Throwing Grapevine Burying Machine Based on EDEM

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摘要

为了解决葡萄园埋藤过程中耕作阻力大、振动明显的问题,提出了一种滑切式切抛土装置。通过对切土刀滑切角式子的理论推导以及颗粒在切土刀面上的切削过程受力分析,以等效角度、初始极径和折弯角度为试验因素,以切抛土装置的扭矩与牵引阻力为评价指标进行单因素离散元仿真试验,确定影响切抛土装置的扭矩与牵引阻力的结构参数及各因素对评价指标的影响趋势。基于Box-Behnken试验分析各因素对评价指标显著的交互作用,获得对应的回归方程。通过NSGA-Ⅱ(non-dominated sorting genetic algorithm II)算法对评价指标进行多目标优化,获得最优参数组合:折弯角23.49°、初始极径74.99 mm与等效角38.61°;对应仿真试验扭矩为382.68 N·m,牵引阻力265.25 N。结果表明:相对于原始切土刀的对照组,装配有优选滑切式切土刀的切抛土装置扭矩下降率为12.69%,牵引阻力下降率49.21%,扭矩波动下降率34.33%。该研究可为葡萄埋藤机切抛土装置的设计与优化提供理论支撑与参考。

Abstract

In order to solve the problem of high tillage resistance and noticeable vibration during the vine burying process,a slip-cutting cut-and-throw device was proposed. Theoretical derivation of the sliding-cutting angle formula for the soil cutting knife and force analysis of the cutting process on the knife surface were presented. The initial polar diameter, bending angle, and equivalent angle were considered as test factors. The torque and traction resistance of the soil cutting and throwing device served as evaluation indexes for a single-factor discrete meta-simulation test. Structural parameters influencing the torque and traction resistance were determined, and the trends of various factors on the evaluation indexes were analyzed. The Box-Behnken test was applied to examine the significant interaction effects of the factors, leading to the development of regression equations. The NSGA-Ⅱ(non-dominated sorting genetic algorithm II) algorithm was employed to optimize the evaluation indexes, resulting in the optimal parameter combinations: bending angle of 23.49°, initial pole diameter of 74.99 mm, and equivalent angle of 38.61°. These parameters correspond to a simulation test torque of 382.68 N·m and traction resistance of 265.25 N. Compared to the control group using the original cutter, the slip-cutting cutter shows a 12.69% reduction in torque, a 49.21% reduction in traction resistance, and a 34.33% reduction in torque fluctuation. The result offers theoretical support and reference for the design and optimization of the soil cutting and throwing device in grapevine burying machines.

Graphical abstract

关键词

埋藤机 / 优化设计 / 滑切角 / 离散元仿真

Key words

rattan burying machine / optimal design / sliding-cutting angle / discrete element simulation

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张贝贝, 居来提·买提肉孜, 郑威强, 邓宏程, 海丽齐古丽·亚森, 白文静. 基于EDEM的圆盘直抛式葡萄埋藤机切土刀优化设计与仿真分析[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(11): 4564-4574 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505038

ZHANG Bei-bei, MATROZI Jurat, ZHENG Wei-qiang, DENG Hong-cheng, YASEN Helqigul, BAI Wen-jing. Optimization Design and Simulation Analysis of Soil Cutting Knife of Disc Direct Throwing Grapevine Burying Machine Based on EDEM[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(11): 4564-4574 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505038

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葡萄是中国北方地区常见的水果,以新疆地区为例,截至2022年底葡萄产量位居全疆水果产量第二位^[1],葡萄藤冬季下架并覆土保温(葡萄埋藤)对于保障北方地区尤其是西北地区的葡萄安全越冬避免冻害减产具有重要作用^[2],葡萄埋藤、清藤作业在手工条件下占全年劳动作业的近一半,机械化葡萄埋藤技术可以有效降低劳动成本、提升劳动效率并稳定覆土质量,受限于新疆地区传统种植模式,当地农机与农艺的融合并不充分^[3],现有的葡萄埋藤机能耗高且需要人工辅助操作,从而成本偏高,机械化技术水平有待提升^[4],而切抛土装置是影响葡萄埋藤机作业效果及功耗的关键装备,因此从切抛土装置入手来提高埋藤机技术水平。

近年来国内外学者针对果园开沟装置以及葡萄埋藤装置开展了大量的研究和探索,有许多刀具设计的理念与方法值得借鉴。李环芳等^[5]设计了一款双侧对称圆盘直抛式葡萄埋藤机,分析了不同埋藤作业参数对埋藤作业质量的影响,该埋藤机结构简单,性能可靠,效率较高,为直抛式埋藤机切抛土装置的设计提供了参考,但没有通过离散元仿真对切抛土装置进行优化分析;曾熠等^[6]通过对开沟刀片的结构参数与作业参数进行分析优化,有效降低了作业功耗并提高了沟深稳定性,为茶园开沟刀刃口曲线的设计提供了参考;Prakhar等^[7]、Song等^[8]利用DEM(discrete element method)预测刀具的作业性能,分析了刀具作用土壤的扰动过程,为触土部件的仿真设计优化提供了技术参考;燕桓等^[9]结合当地的农艺要求与环境特点,设计了一种组合式开种沟装置,建立土壤与组合式开沟器的仿真模型,为刀具结构参数的选择与仿真优化提供了参考。

上述研究有效改善了相关刀具的切削性能,为圆盘直抛式葡萄埋藤机切土刀的结构设计提供了参考。目前葡萄埋藤机的技术水平有待提升,其切抛土装置在作业时切削阻力变化幅度剧烈导致功率消耗较高及机具振动的问题依然存在,而等滑切式刃口曲线具备优点恰好在于使切削力均匀、降低磨损、降低能耗等优点^[10]。因此,现参考等滑切理论设计一种滑切式切土刀用于葡萄埋藤机圆盘直抛式切抛组合的覆土装置,通过切土刀切土过程的动力学分析,获取影响切土刀切土效果的因素;通过单因素试验得到各因素对试验指标的影响,再利用Box-Behnken试验设计和NSGA-Ⅱ(non-dominated sorting genetic algorithm II)算法得到切土刀最优结构参数组合,最后通过仿真试验对最优参数模型进行离散元仿真验证得到结果,为机械化葡萄藤覆土技术的提高与农业机械的研制提供理论支撑和参考。

1 材料与方法

1.1 圆盘直抛式葡萄埋藤机整体结构与切抛土装置结构

圆盘直抛式葡萄埋藤机的原始整体结构如图1(a)所示,其常见型号为3PMT-62葡萄埋藤机^[11],它主要由三点悬挂、机架、减速器、带轮、液压推杆和切抛土装置组成,可以通过控制液压推杆的伸缩来调节取土位置到葡萄藤的距离从而控制抛土效果,改进后的切抛土装置[图1(b)]是圆盘直抛式葡萄埋藤机的关键装置,该装置由导土罩、切土刀、抛土刀以及刀盘组成。

1.2 圆盘直抛式葡萄埋藤机工作原理

其原理为拖拉机通过三点悬挂带动整机向前移动,同时动力经由拖拉机动力输出轴、带轮、减速器传递到刀盘,刀盘顺时针旋转,驱动切土刀切削土壤,土壤经切土刀侧面挤压与导向输送至刀盘,再经过重力和离心力的作用下,土壤堆积在抛土刀处,抛土刀均匀地将碎土抛出覆盖在葡萄藤表面的膜上形成一个保温层,完成整个覆土埋藤作业,如图2所示为切抛土装置示意图。

1.3 埋藤机作业参数测量

目前葡萄埋藤机的种类繁多,且根据不同的作业环境有不同的作业参数,本次作业参数测量地点为新疆维吾尔自治区吐鲁番市鄯善县连木沁镇的无核白葡萄种植基地(42.87°N,89.98°E),测量作业参数:前进速度、入土深度及刀盘转速,前进速度的测量方法为,通过秒表记录埋藤机走过固定的距离;埋藤机作业过程中的刀盘转速难以直接准确测量,通过让埋藤机以作业时的标准让刀盘空转,利用光电转速仪来测量刀盘转速;入土深度的测量方式为,随机选取多个测量点测量取土位置最低点的深度。测量结果为:前进速度为0.5 km/h,刀盘转速为130 r/min,入土深度为39~46 cm,通过平均值取整得43 cm。如图3所示为作业参数测量图。其中皮尺的精度为1 mm,光电转速仪精度为0.1 r/min,卷尺的精度为0.5 mm。

2 滑切式切土刀结构设计

2.1 切土刀布局

如图4所示为切抛土装置的切土刀布局示意图,切土刀与抛土刀位错角60°,对称布置,保证土壤的充分切削与稳定输送。切土刀切削范围由R₂、R₃决定,切削范围的分布与面积直接影响切抛土装置的整体功耗。

2.2 切土刀结构设计

切土刀是切抛土装置的关键部件,由于机具的前进方向与刀具的回转面垂直,要避免前进方向上壅土,刀具的结构需要在保证良好的切削效果的前提下,具备引导土壤的性能,导向斜面的作用是引导土壤的走向^[12],因此设计了引导斜面,且将切土刀设置成单侧开刃。刃口角为35°,以此来共同引导土壤向抛土刀处聚集,切土刀结构如图5所示。

刃口曲线的几何形状是影响刀具切削性能的主要因素之一^[13],主要涵盖了偏心圆弧曲线、阿基米德螺旋曲线、等角螺旋曲线以及正弦曲线。考虑大等角螺旋刃口曲线的优点:切土阻力均匀、刃口磨损均匀,切割功耗低,适用于机械化葡萄埋藤作业工况,以保证切土刀较为稳定的切削土壤,使土壤均匀破碎,并沿着刃口滑向斜面,最终输送至抛土刀,从而减少刀具的振动和切削阻力。因此,以等角螺旋曲线理论作为刀具刃口曲线的设计基础,以回转中心为原点建立坐标系,曲线的设计原理如图6所示。

刃口曲线方程为

(1)ρ=C

${\mathrm{e}}^{\frac{\theta }{\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\alpha }}$

式(1)中: ρ为极径的数值,mm ; C为初始极径,mm; α为等效角的数值,(°) ; θ为极角的数值。

根据等角螺旋曲线的特性可知,刀刃曲线上的任何一点等效角α都相等,滑切角的定义是刃口曲线上某一点的绝对速度矢量与该点刃口曲线的法平面之间的夹角,该夹角所在平面由速度矢量和刃口曲线组成^[14],且刃口曲线所在面与引导斜面平行,即刃口曲线上任意一点的速度与回转面之间的夹角都等于折弯角δ,因此对于上述结构的切土刀刃口曲线的静态滑切角的大小如图7所示。

令AD的长度为1,DC=tanδ,BD=tanα,结合余弦定理,可得

(2)

$\left\{\begin{array}{l}AB=\sqrt{1+\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\alpha }\\ AC=\sqrt{1+\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\delta }\\ BC=\sqrt{\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\alpha +\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\delta }\\ \mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\tau =\frac{A{B}^{2}+A{C}^{2}-B{C}^{2}}{2AB\times AC}\end{array}\right.$

式(2)中:τ为静态滑切角,与等效角α、折弯角δ有的关系为

(3)tanτ=±$\sqrt{\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\alpha +\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\delta +\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\alpha \mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{2}\delta }$

式(3)中的tanτ>0,因此去掉负号,对于刀刃回转切削这一过程,刀刃的滑切角应当大于土壤与刀刃之间摩擦角^[15],葡萄园土壤与钢之间的摩擦角在32°左右^[16],文献[17]表明在一定范围内增大滑切角可降低功耗,一般滑切角在35°~55°的范围内选取比较合。因此,选定滑切角τ的范围在35°~55°。

2.3 切土刀功耗分析及动力学分析

埋藤机切土刀的切土功耗N_c和导土功耗N_d共同组成切土刀的总功耗N_q,即

(4)N=N_c+N_d

如图8(a)所示,对埋藤机切土刀的刀体切削部中点M进行动力学分析;导土功耗N_d可表示^[18]为

(5)N_d=0.5${V}_{M}^{3}$ρ_sS

式(5)中: V_M为M点绝对速度,m/s;ρ_s为土壤容重;S为刀正面在M点处土垡来流速度V_s方向的投影面积,mm²。其中V_s与V_M数值大小相等、方向相反。

由图 8(a) 和图 8(b) 所示几何关系可知,等滑切式切土刀触土投影面积 S 为引导面的面积沿V_s方向法平面上的投影。其计算式为

(6)

$\left\{\begin{array}{l}S={S}_{ABCD}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}(\delta -{\theta }_{M})\\ {S}_{ABCD}={\int }_{{\theta }_{1}}^{{\theta }_{2}}\frac{\rho \mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\theta -d}{\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\delta }\mathrm{d}\theta \end{array}\right.$

结合式(6)与式(1)化简得刀体触土投影面积S,其计算公式为

(7)$\begin{aligned} S= & \frac{\sin \left(\delta-\theta_{M}\right)}{\sin \delta}\left[C\left(\mathrm{e}^{\frac{\theta_{2}}{\tan \alpha}} \sin \theta_{2}-\mathrm{e}^{\frac{\theta_{1}}{\tan \alpha}} \sin \theta_{1}\right)-\right. \\ & \left.d\left(\theta_{2}-\theta_{1}\right)\right] \end{aligned} $

通过式(5)得切土刀的导土功耗与导土刀的触土投影面积成正比,式(7)则表明初始极径C、折弯角δ与等效角α与切土刀触土投影面积密切相关。

此外,刃口曲线的长度L也会影响着切土刀的切削功耗,其计算式为

(8)

$\left\{\begin{array}{l}L={\int }_{{\theta }_{1}}^{{\theta }_{2}}C\mathrm{c}\mathrm{s}\mathrm{c}\delta {\mathrm{e}}^{\theta \mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{t}\tau }\sqrt{1+\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{t}{\tau }^{2}}\mathrm{d}\theta \\ C{\mathrm{e}}^{\frac{{\theta }_{1}}{\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\alpha }}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}{\theta }_{1}=a\\ C{\mathrm{e}}^{\frac{{\theta }_{2}}{\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\alpha }}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}{\theta }_{2}=b\end{array}\right.$

将式(7)代入式(4)中化简可得切土刀导土功耗为

(9)$\begin{aligned} N_{\mathrm{d}}= & \frac{0.5 V_{M}^{3} \rho_{\mathrm{s}} \sin \left(\delta-\theta_{M}\right)}{\sin \delta}\left[C\left(\mathrm{e}^{\frac{\theta_{2}}{\tan \alpha}} \sin \theta_{2}-\mathrm{e}^{\frac{\theta_{1}}{\tan \alpha}} \sin \theta_{1}\right)-\right. \\ & \left.d\left(\theta_{2}-\theta_{1}\right)\right] \end{aligned}$

在相同土壤条件以及作业工况下,刀刃切削功耗N_c主要与刃角结构系数K_q、L、ω和V_t有关^[18], 故切削功耗可表示为

(10)N_c=f(K_q,L,ω,V_t)

将式(9)、式(10)代入式(4),可得切土刀的总功耗N为

(11)$\begin{aligned} N= & \frac{0.5 V_{M}^{3} \rho_{\mathrm{s}} \sin \left(\delta-\theta_{M}\right)}{\sin \delta}\left[C\left(\mathrm{e}^{\frac{\theta_{2}}{\tan \alpha}} \sin \theta_{2}-\mathrm{e}^{\frac{\theta_{1}}{\tan \alpha}} \sin \theta_{1}\right)-\right. \\ & \left.d\left(\theta_{2}-\theta_{1}\right)\right]+f\left(K_{q}, L, \omega, V_{\mathrm{t}}\right) \end{aligned}$

由式(11)结合图8可知,切土刀有一定的倾斜角度不仅可以引导土壤运动方向,同时可以减小切土刀触土投影面积S,进而降低抛土阻力;但是,当前进速度与转速固定时,折弯角应介于一定的范围,过大或过小都会导致刀体触土面积增大,综上,切土刀的关键结构参数(折弯角、初始极径、等效角)是影响切土刀组作业功耗的主要因子,其中刃口曲线中刃口起始点对应的速度夹角θ最大为7.75°,切土刀的折弯角需大于刃口曲线上的θ_M(V_M和V_r₍_M₎的速度夹角),以保证切土刀上的每一处都具备引导土壤聚集的作用定其取值范围为8°~30°,当折弯角取30°时,根据式(7),静态滑切角55°对应的等效角度为48.5°,经过预仿真试验,等效角的范围取35°~45°,取值范围如表1所示。

3 讨论

为探究埋藤机切土刀各个结构参数对切抛土装置作业性能的影响,以折弯角δ、初始极径C、等效角α为影响因子进行单因素仿真试验,然后基于单因素试验结论开展以折弯角、初始极径、等效角为影响因子的Box-Behnken仿真试验,确定最优参数组合并与改进前切抛土装置(对照组)进行对比。

3.1 离散元仿真平台

西北地区葡萄园种植地在秋冬季埋藤前需确保田间土壤水分充足以提升覆土效果,土壤在水分作用下具备较强黏性。基于此,建立离散仿真模型时需采用专为模拟黏性湿颗粒设计的Hertz-Mindlin with JKR Cohesion力学接触模型,该模型可充分考虑土壤颗粒间黏结力对颗粒运动规律的影响。离散模型的本构参数与接触参数如表2所示^[19]。为保证仿真试验的准确性与高效性,土壤颗粒的物理半径设置为5~10 mm,生成方式为随机生成,土槽尺寸为1 m×1 m×0.5 m,仿真平台如图9所示。

3.2 试验评价指标

埋藤机的主要作业功耗来自切抛土装置的旋切功耗与牵引阻力,因此单因素试验与Box-Behnken优化试验均采用切抛土装置扭矩T和牵引阻力F作为评价指标。

3.3 单因素试验分析

为了探究折弯角、初始极径、等效角对扭矩以及牵引阻力的影响规律,设定单因素试验的中水平为:折弯角16.5°、初始极径70 mm、等效角40°,研究某一因素对各指标的影响时,另外三个因素取中间水平,各因素和水平如表3所示,仿真结果如图10所示。

由图10(a)可知,当折弯角从8°升至25°,扭矩随着折弯角的增大而减小,扭矩在折弯角25°时达到最低值379.56 N·m,与折弯角为8°时相比,降幅为7.90%,这表明增大折弯角可以降低旋切的扭矩。同时随着折弯角的增大,切抛土装置在前进方向上受到的阻力逐渐减小,在折弯角为25°时达到最低值295.20 N,降幅为20.6%。由式(11)可知,这是因为折弯角的增大,引导面面积增大,切土刀的导土效果变好,前进方向上的壅土量降低。

由图10(b)可知,随着初始极径从65 mm增加75 mm, 扭矩随着折弯角的增大而先减小后增大,扭矩在初始极径为70 mm时达到最低值383.83 N·m,与初始极径为65 mm时相比,降幅为1.90%,这说明当折弯角一定时,适当增加初始极径有助于降低扭矩。切抛土装置的牵引阻力也随着初始极径的增加而减小。在初始极径为75 mm时达到最小值293.23 N,降幅为15.61%,由式(11)可得,增大初始极径会增大切土刀引导面的面积,从而产生更良好的导土效果,进一步降低前进方向上的壅土量,减小牵引阻力。

由图10(c)可知,随着等效角从35°增加到45°,扭矩随着折弯角的增大先减小后增大,扭矩在等效角为37.5°时达到最低值383.29 N·m,与等效角为35°时相比扭矩降幅为9.12%,这说明适当增大等效角能降低扭矩。切抛土装置的牵引阻力会随着等效角的增大而增大,在等效角为35°时达到最低值235.22 N,降幅为47.66%,由式(11)可知,增大等效角会减小引导面的面积,从而降低导土效果,导致牵引方向壅土量增大,进而增加大牵引阻力。

由单因素实验结果可知,在折弯角为13°~25°、初始极径为68°~75°、等效角为35°~42°时,切抛土装置的扭矩与牵引阻力最低。

3.4 基于多目标优化算法的切土刀结构参数优化

在实际工程中,多个目标间往往相互冲突,只能根据需求调整策略,通过寻找Pareto解使目标达到相对最优^[20];现利用非支配排序遗传算法(NSGA-Ⅱ),针对以扭矩和牵引阻力为目标函数的二阶多项式响应面模型开展循环逼近优化。目标函数与设计变量间构建的二阶多项式响应面模型表达式为

(12)y=β₀+$\stackrel{k}{\sum _{i=1}}$β_iX_i+$\stackrel{k}{\sum _{i=1}}$β_ii${X}_{i}^{2}$+$\stackrel{k-1}{\sum _{i=1}}\stackrel{k}{\sum _{j=i+1}}$β_ijX_iX_j+R_s

式(12)中:y为输出变量;X_i、X_j为设计变量;β₀、β_i、β_ii、β_ij为待定系数;R_s为拟合残差。

依据单因素试验结果,以折弯角、初始极径、等效角为设计变量,以作业性能(扭矩、牵引阻力)为目标函数,各设计变量编码如表4所示。

根据Box-Behnken响应面法设计二次回归正交旋转组合试验,试验方案与结果如表5所示,方差分析结果如表6所示。

由表6所示统计分析结果可知,扭矩y₁和牵引阻力y₂的二阶响应面模型显著性检验均达到统计学意义(P<0.05),同时失拟项不显著(P>0.05),表明所构建的回归模型具备较高拟合精度;扭矩y₁的决定系数R²=0.9757、校正决定系数(Adj-R²)为0.932 1,牵引阻力y₂的决定系数0.993 1、校正决定系数0.980 8,两个模型这两项指标均大于0.9,表明模型能够真实地反映实际情况。可用于后续切土刀结构参数的优化分析,x₁、x₃和

${x}_{3}^{2}$

对扭矩 y₁ 的影响极显著,x₁x₃对扭矩y₁的影响显著,各变量对扭矩y₁的影响顺序为

${x}_{3}^{2}$

、x₃、x₁、x₁x₃;x₁、x₂、x₃和

${x}_{3}^{2}$

对牵引阻力y₂的影响极显著,

${x}_{1}^{2}$

对牵引阻力y₂的影响显著,各变量对牵引阻力y₂的影响顺序x₃、x₂、x₁、

${x}_{3}^{2}$

、

${x}_{1}^{2}$

,剔除不显著项各目标函数的回归方程为

(13)y₁=385.87-6.86x₁-7.11x₃+6.53x₁x₃+22.58${x}_{3}^{2}$

(14)y₂=286.62-10.36x₁-15.35x₂+57.92x₃+13.60${x}_{1}^{2}$+13.96${x}_{3}^{2}$

根据表6方差分析结果可知,在各因素的水平范围内,仅折弯角x₁ 和等效角x₃ 因子间的交互作用对总阻力扭矩y₁显著,其余因子的交互作用均不显著,故不进行响应面分析。

由图11可知,当等效角在35°~42°,折弯角13°~25°时,折弯角x₁ 和等效角x₃ 存在明显交互作用;折弯角越大、等效角越趋近于39°~38°,埋藤机切抛土装置的总阻力扭矩减小、旋切功耗变低,与单因素分析结果一致,因此需要合理选择等效角与折弯角,从而降低功耗。

为了求得葡萄埋藤机作业时的最优参数组合,对埋藤机切抛土装置的作业功耗和最大牵引阻力开展多目标优化分析。根据求得切抛土装置旋切功耗F₁、牵引功耗F₂为

(15)

$\left\{\begin{array}{l}{F}_{1}=\frac{{y}_{1}{x}_{1}}{9559}\\ {F}_{2}=\frac{{y}_{2}{x}_{2}}{3600}\end{array}\right.$

对旋切功耗F₁、牵引功耗F₂进行多目标优化,功耗越小作业性能越好;根据仿真结果,机具的主要功耗来源为旋切功耗,故优化时设置旋切功耗权重最大为0.9,牵引功耗次之,为0.1,目标优化函数F_z为

(16)F_z=0.9F₁+0.1F₂

根据目标函数的响应面模型,利用NSGA-Ⅱ算法对优化模型进行循环迭代求解,即

(17)

$\left\{\begin{array}{c}\begin{array}{l}\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{n}{F}_{z}({x}_{1},{x}_{2},{x}_{3})\\ \mathrm{s}.\mathrm{t}.\left\{\begin{array}{l}13\le {x}_{1}\le 25\\ 68\le {x}_{2}\le 75\\ 35\le {x}_{3}\le 42\end{array}\right.\end{array}\end{array}\right.$

设置种群规模为80,变异率为0.1,交叉率为0.9,最大迭代次数200,得到的Pareto前沿如图12所示。

根据式(17)得到最优参数组合为:折弯角23.49°、初始极径74.99 mm、等效角38.61°,该参数组合预测的扭矩381.85 N·m,牵引阻力262.34 N,生成对应的三维模型置于EDEM软件中得到对应仿真模型的扭矩为382.68 N·m,牵引阻力为265.25 N,证明该预测模型的精度可靠,如图12所示表明Pareto非支配解确实至少在一个目标上比其他解好。

3.5 刀组最优参数组合下作业振动特性分析

为了探究滑切式切土刀对埋藤机振动特性的影响,选取最优参数切土刀刀组与原始切土刀组进行扭矩波动对比试验^[21],其计算公式为

(18)

$\left\{\begin{array}{c}\begin{array}{l}{T}_{\mathrm{R}}=\sqrt{\frac{1}{N-1}\stackrel{N}{\sum _{i=1}}({T}_{i}{-\overline{T})}^{2}}\\ Q=\frac{{T}_{\mathrm{R}\mathrm{o}}-{T}_{\mathrm{R}\mathrm{h}}}{{T}_{\mathrm{R}\mathrm{o}}}\times 100\mathrm{\%}\end{array}\end{array}\right.$

式(18)中:T_R为扭矩标准差,N·m ;Q为扭矩波动降低率,%;N为数据采集个数;T_i为采集点扭矩,N·m;

$\overline{T}$

为扭矩均值,N·m;T_Ro为原始刀组扭矩标准差,N·m;T_Rh为滑切式刀组扭矩标准差,N·m。

计算得到滑切式切土刀组相比于原始切土刀组的扭矩波动降低率达34.33%,这是由于滑切式切土刀的刃口曲线上任一点的静态滑切角相等,因此在切土刀交替切土时切土阻力的变化较小,使得刀组受到的冲击也较为均匀,从而对应切抛土装置的扭矩波动率下降明显。

如表7所示为优化后的刀组、与对照刀组(原始刀组)在相同作业参数下的作业性能对比,其中对照刀组与优化刀组的刀组布局、刀盘的回转半径均保持一致。

对照结果表明,在相同作业条件下优化刀组的扭矩较对照刀组的扭矩下降了56.61 N·m,下降率为12.69%,牵引功耗降低了256.97 N,下降率为49.21%,扭矩标准差下降了17.81 N·m,下降率为34.33%。

综上,在相同作业条件下,优化后具备滑切式切土刀的切抛土装置对旋切功耗,牵引阻力以及扭矩波动率的下降明显,优化后的切土刀结构在降阻、减振方面优于改进前的原始切土刀结构。

4 结论

(1)对滑切式埋藤机切土刀进行了理论设计,基于动力学对切土刀作业过程进行了分析,确定其关键结构参数(折弯角、初始极径、等效角)取值范围。

(2)对结构参数折弯角、初始极径和等效角进行了单因素仿真试验,结果表明折弯角和等效角对扭矩的影响极显著;折弯角、初始极径和等效角对牵引阻力的影响极显著,其中折弯角增加,扭矩和牵引阻力逐渐减小;初始极径增加,扭矩先减小后增大,牵引阻力逐渐减小,初始极径对扭矩的影响较小;等效角增加,扭矩先减小后增大,牵引阻力逐渐增加。

(3)基于单因素试验结论,以切抛土装置的牵引阻力和扭矩作为响应指标,对切土刀结构参数折弯角、初始极径和等效角开展Box-Behnken仿真优化试验,并基于NSGA-Ⅱ遗传优化算法对所得回归模型进行多目标优化。结果表明:折弯角23.49°、初始极径74.99 mm、等效角38.61°为最优参数组合,预测的扭矩381.85 N·m,牵引阻力262.34 N与仿真试验扭矩382.68 N·m,牵引阻力265.25 N相比,差异很小,说明回归方程精度可靠,优化后的滑切式切土刀组和原始刀组相比较,扭矩下降率为12.69%,牵引阻力下降率49.21%,扭矩波动下降率34.33%。

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原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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