基于離散元法的油莎豆降阻挖掘裝置設(shè)計與試驗

何曉寧 張學(xué)軍 趙 壯 尚書旗 王東偉 袁小偉

(1.新疆農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 烏魯木齊 830052； 2.青島農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 青島 266109)

0 引言

油莎豆是原產(chǎn)于非洲及地中海沿岸國家的一種草本植物[1-2]，是集油、糧、牧、飼、綠化觀賞于一體的新型經(jīng)濟(jì)作物，具有適應(yīng)性廣、含油量高、營養(yǎng)價值高等特性[3-4]。目前，我國大多數(shù)地區(qū)油莎豆收獲以正旋旋耕和挖掘鏟式作業(yè)方式為主，但是由于正旋挖掘方式存在埋果率高、壅土嚴(yán)重，挖掘鏟式存在挖掘阻力大、土壤破碎率低等問題[5-6]，無法滿足油莎豆規(guī)?；斋@要求。國內(nèi)外學(xué)者近年來對旋耕機(jī)理進(jìn)行深入研究，ASAF等[7]研究了旋耕刀動力預(yù)測模型，推導(dǎo)了旋耕刀對土壤切削時的支反作用力和扭力方程，闡明了挖掘阻力產(chǎn)生的原理，ROSA等[8]利用有限元方法模擬出刀具耕作時的工作情況，在以不同耕速比為變量前提下，得出刀具不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對于性能指標(biāo)的影響，LEE等[9]基于旱地水稻直播機(jī)的旋耕部件，研究旋耕刀在不同結(jié)構(gòu)參數(shù)和工作參數(shù)下對旋耕作業(yè)扭矩、碎土率的影響。

文獻(xiàn)[10-11]基于深松部件、旋耕部件作業(yè)之間的交互作用，設(shè)計了一種用于深耕的反旋深松聯(lián)合作業(yè)耕整機(jī)，相比于普通深松旋耕聯(lián)合整地機(jī)，牽引阻力降低了16.21%，方會敏等[12]建立了秸稈-土-旋耕刀離散元模型，進(jìn)行EDEM仿真試驗和田間試驗對比，結(jié)果顯示秸稈位移隨著轉(zhuǎn)速增加呈現(xiàn)增加的趨勢，秸稈的水平運(yùn)動位移總是大于同轉(zhuǎn)速下的側(cè)向位移，同時闡明了土壤的破碎機(jī)理，郭俊等[13]為研究正、反旋兩種旋耕方式在不同轉(zhuǎn)速下土壤和秸稈位移情況，運(yùn)用示蹤法原理，對鋁塊和秸稈進(jìn)行標(biāo)記，試驗結(jié)果表明反轉(zhuǎn)旋耕破碎率優(yōu)于正旋。其他相關(guān)研究主要針對土壤破碎性能設(shè)計一種旋耕裝置，未結(jié)合油莎豆種植模式和收獲模式，適應(yīng)性差，無法滿足油莎豆收獲基本要求。

本文基于離散元原理與旋耕刀-油莎豆團(tuán)聚體力學(xué)模型，以反旋作業(yè)方式進(jìn)行運(yùn)動學(xué)以及旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)分析，建立油莎豆團(tuán)聚體離散元模型，通過EDEM仿真試驗，分析反轉(zhuǎn)旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)對試驗指標(biāo)影響規(guī)律，結(jié)合試驗結(jié)果，設(shè)計一種高效破土旋耕刀，以期解決油莎豆聯(lián)合收獲過程中挖掘阻力大、土壤破碎率低、埋果率高等問題。

1 油莎豆植株特性分析

由于油莎豆植株成簇生長，收獲期時根系發(fā)達(dá)且含土量高[14]，如圖1所示。本文針對油莎豆種植模式進(jìn)行試驗分析，發(fā)現(xiàn)河南民權(quán)地區(qū)油莎豆種植特點：行距15～20 cm，株距12～16 cm，生長深度為12～15 cm，為挖掘裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計提供依據(jù)。

為保證后續(xù)仿真試驗的精準(zhǔn)性和科學(xué)性，結(jié)合河南民權(quán)地區(qū)油莎豆種植土壤特點，通過五點取樣法進(jìn)行土壤性質(zhì)測定，得到其不同深度的土壤含水率、密度以及土壤堅實度，如表1所示。

表1 土壤物性參數(shù)Tab.1 Soil physical parameters

2 旋耕刀反旋工作原理

2.1 旋耕刀運(yùn)動分析

當(dāng)反轉(zhuǎn)旋耕刀切削土壤時，旋耕刀在任何時刻的絕對速度都是由機(jī)器前進(jìn)速度和刀軸轉(zhuǎn)速矢量合成，運(yùn)動軌跡模型如圖2所示，設(shè)A為旋耕刀刀尖，其坐標(biāo)為(X,Y)，其運(yùn)動軌跡方程為

(1)

式中vm——前進(jìn)速度，m/s

R——刀軸回轉(zhuǎn)半徑，mm

α——彎折角，(°)

ω——刀軸角速度，rad/s

t——刀軸運(yùn)動時間，s

β——旋耕刀轉(zhuǎn)動角，(°)

λ——旋耕速比

對式(1)求導(dǎo)可得刀尖A(X，Y)處在x和y方向的分速度為

(2)

刀尖A處絕對速度為

(3)

聯(lián)立式(2)、(3)可得

(4)

其中

λ直接影響旋耕刀的運(yùn)動軌跡、切土節(jié)距以及機(jī)器功率損等工作性能。

切土節(jié)距計算式為

(5)

式中S——切土節(jié)距，mm

Z——刀軸上同一徑向旋耕刀數(shù)量

n——旋耕刀轉(zhuǎn)速，r/min

與正旋挖掘相比，機(jī)器以反旋的工作方式作業(yè)時，可以在低速下進(jìn)行挖掘作業(yè)，保證機(jī)器在較低功耗下實現(xiàn)較高的土壤破碎率，提高機(jī)具的作業(yè)性能，同時土垡切削量小且穩(wěn)定，作業(yè)后土壤顆粒層次分布，通透性好，利于后續(xù)耕整地作業(yè)[15]。

2.2 旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)分析

在油莎豆反轉(zhuǎn)挖掘收獲過程中，旋耕刀正切刃和刀端彎曲部位首先開始切削土壤，然后正切刃由下至上切削土壤，正切面的主要功能為切土、碎土、拋土等，是反轉(zhuǎn)旋耕刀重要組成結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)形狀和參數(shù)對于挖掘性能有著重要影響，其中影響正切面的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有回轉(zhuǎn)半徑R、彎折角α以及單刀工作幅寬L[16]，如圖3所示。本文結(jié)合油莎豆種植模式研究，將回轉(zhuǎn)半徑設(shè)為150 mm，通過改變彎折角α以及單刀工作幅寬L來改變正切面參數(shù)，進(jìn)一步提高正切面的拋土性能，通過EDEM仿真探究其最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)組合。

3 離散元模型建立

3.1 土壤模型

結(jié)合前面對于土壤的特性分析，本文以參數(shù)平均值建立土壤顆粒床模型，在確保試驗精度的前提下，將土壤顆粒進(jìn)行適當(dāng)放大，將土壤顆粒半徑設(shè)為5 mm，同時為了確保土壤環(huán)境的真實性，采用顆粒組合的方式將土壤顆粒模型設(shè)置為以下4種模型[17-19]，即粒狀顆粒、團(tuán)粒狀顆粒、塊狀顆粒、桿狀顆粒，如圖4所示。

3.2 油莎豆塊莖建模

在實際油莎豆收獲過程中，油莎豆塊莖是挖掘過程中油莎豆團(tuán)聚體主要組成部分，很多學(xué)者在模擬試驗時，基本都忽略油莎豆塊莖的影響[20]。為精準(zhǔn)模擬在收獲過程中油莎豆塊莖與根系連接力破壞的影響規(guī)律，本文利用三維激光掃描技術(shù)確定油莎豆塊莖的形狀特征及三維尺寸，對油莎豆塊莖的形狀結(jié)構(gòu)進(jìn)行掃描、曲面重構(gòu)，得出塊莖的幾何體模型，利用EDEM軟件中的填充功能完成塊莖離散元模型的建立，對油莎豆塊莖三維尺寸進(jìn)行試驗分析，油莎豆塊莖長為12 mm，寬為10 mm，高為8 mm，如圖5所示。

3.3 油莎豆根系模型

為精準(zhǔn)模擬油莎豆收獲機(jī)在工作過程中旋耕刀與油莎豆團(tuán)聚體的接觸規(guī)律，建立油莎豆根系離散元模型。由于油莎豆根系具有柔軟、細(xì)長以及方向不一致等特點[21]，本文對油莎豆根系建模進(jìn)行簡化處理，建立根系主要須莖，通過試驗統(tǒng)計與分析，油莎豆根系長度范圍為90～120 mm，半徑為0.05～0.2 mm，結(jié)合對油莎豆根系長度的試驗分析，通過顆粒組合的形式將油莎豆根系長度設(shè)為120 mm，如圖6所示。

3.4 接觸模型及參數(shù)設(shè)定

3.4.1接觸模型

為精準(zhǔn)模擬河南民權(quán)地區(qū)粘性土壤性質(zhì)，土壤顆粒之間的接觸模型選擇Hertz-Mindlin with Bonding模型，如圖7所示，該模型可以通過結(jié)合力將相鄰2個土壤顆粒粘結(jié)在一起，結(jié)合力可以承受切向和法向位移[22-24]。在實際田間作業(yè)過程中，土壤與土壤之間存在粘附力，挖掘鏟與土壤存在受力關(guān)系，該模型可以模擬土壤顆粒之間的粘結(jié)作用和土壤顆粒破碎的現(xiàn)象。

土壤顆粒間Hertz-Mindlin with Bonding接觸模型計算式為

(6)

其中

(7)

式中Fn——法向接觸力，N

Ft——切向接觸力，N

Tn——法向力矩，N·m

Tt——切向力矩，N·m

vn——法向速度，m/s

vt——切向速度，m/s

kn——法向剛度，N/m

kt——切向剛度，N/m

ωn——法向角速度，rad/s

ωt——切向角速度，rad/s

A——單位接觸面積，mm2

J——慣性矩，mm4

δt——時間步長，s

Ra——顆粒粘結(jié)半徑，mm

土壤顆粒間法向和切向應(yīng)力達(dá)到一定極值時粘結(jié)鍵將會斷裂，設(shè)斷裂時法向應(yīng)力和切向應(yīng)力分別為σmax、τmax，當(dāng)粘結(jié)鍵斷裂時，有

(8)

3.4.2離散元參數(shù)設(shè)定

為了確保仿真試驗的準(zhǔn)確性，本文通過參數(shù)試驗以及查閱文獻(xiàn)[25]，確定仿真試驗所涉及的接觸參數(shù)和基本物理參數(shù)，如表2所示。

3.5 虛擬仿真試驗過程

為模擬油莎豆挖掘裝置實際作業(yè)狀態(tài)，根據(jù)河南民權(quán)地區(qū)油莎豆種植模式，運(yùn)用EDEM建立長1 200 mm、高400 mm虛擬土槽，其中油莎豆株距120 mm，行距150 mm，如圖8所示。

在虛擬仿真試驗過程中，將旋耕刀前進(jìn)速度設(shè)置為0.5 m/s，刀軸轉(zhuǎn)速30 r/min，旋耕刀彎折角110°，旋耕刀工作幅寬30 mm；為保證仿真過程精確性和連續(xù)性，設(shè)置仿真步長為3.14×10-6[26-28]，網(wǎng)格單元尺寸9 mm，為最小顆粒半徑的3倍，顆粒粘結(jié)半徑為5.5 mm，顆粒生成時間0.4 s，仿真時長2 s，通過仿真試驗可得到旋耕刀對土壤的破碎情況，從EDEM后處理工具中導(dǎo)出旋耕刀所受阻力以及土壤破碎率的實時數(shù)據(jù)。

表2 離散元參數(shù)Tab.2 Discrete element parameter values

4 仿真試驗

4.1 挖掘過程動態(tài)分析

工作阻力是衡量聯(lián)合收獲機(jī)綜合性能的主要技術(shù)參數(shù)，在旋耕刀工作過程中，通過EDEM后處理分析不同時刻下挖掘鏟與油莎豆團(tuán)聚體破壞動態(tài)過程，如圖9、10所示。

油莎豆反轉(zhuǎn)旋耕作業(yè)過程中(圖9、10)，旋耕刀正切刃和刀端彎曲部位首先開始切削底層土壤，土壤垂直于旋耕刀尖上向上方及兩側(cè)運(yùn)動，深層土壤被打破，隨著旋耕刀不斷對中部土層進(jìn)行剪切、撕裂、翻轉(zhuǎn)、拋擲等作用，土壤失效區(qū)域范圍變大，呈松散狀態(tài)，油莎豆塊莖和油莎豆根系受到擾動，如圖10所示，土壤呈紅色狀態(tài)，逐漸沿旋耕刀尖切線方向運(yùn)動，在旋耕刀往復(fù)作用下油莎豆團(tuán)聚體在被破壞的同時被拋起，完成反轉(zhuǎn)挖掘過程。

4.2 單因素試驗設(shè)計

為探究影響挖掘作業(yè)質(zhì)量的主要因素取值范圍，以彎折角α以及單刀工作幅寬L為試驗因素進(jìn)行單因素試驗，以工作阻力和刀軸扭矩為試驗指標(biāo)，由上述旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)分析可知，油莎豆反轉(zhuǎn)作業(yè)質(zhì)量與彎折角α以及單刀工作幅寬L因素密切相關(guān)，根據(jù)河南油莎豆種植農(nóng)藝要求，選取彎折角為90°～170°，工作幅寬為25～65 mm研究其對工作阻力和刀軸扭矩的影響規(guī)律，為后續(xù)多因素試驗提供理論基礎(chǔ)。

4.2.1單因素試驗

根據(jù)EDEM仿真數(shù)據(jù)，導(dǎo)出工作阻力和刀軸扭矩在不同仿真時間段的變化規(guī)律，如圖11、12所示。在旋耕刀工作過程中，當(dāng)旋耕刀未接觸土壤時工作阻力和刀軸扭矩為0，隨著刀軸的轉(zhuǎn)動，旋耕刀開始切削土壤，所受工作阻力和刀軸扭矩開始逐漸增大，隨著切削運(yùn)動的進(jìn)行，旋耕刀切削土壤的體積不斷增加，當(dāng)旋耕刀開始接觸油莎豆團(tuán)聚體，對油莎豆團(tuán)聚體進(jìn)行破壞，旋耕刀所受阻力瞬間增大，在旋耕刀與油莎豆團(tuán)聚體破壞過程中耕深達(dá)到最大值時，所受阻力達(dá)到最大值；當(dāng)旋耕刀越過最大耕深時，切土體積逐漸減少，所受阻力相應(yīng)減少；由于旋耕刀在切削土壤時每轉(zhuǎn)過一定的角度都有相同的4把旋耕刀進(jìn)入土壤，因此刀軸在工作時受到的總阻力呈現(xiàn)周期性變化。

4.2.2彎折角α對試驗指標(biāo)的影響

固定旋耕刀前進(jìn)速度0.5 m/s，刀軸轉(zhuǎn)速30 r/min，旋耕刀工作幅寬30 mm，彎折角α分別取90°、110°、130°、150°和170°，進(jìn)行5組仿真試驗，以工作阻力和刀軸扭矩作為試驗指標(biāo)，觀察旋耕刀所受三向阻力最大值的變化規(guī)律，如圖13、14所示。在彎折角90°～150°范圍內(nèi)，彎折角的變化對于工作阻力影響較為顯著，旋耕刀所受三向阻力逐漸增加，在150°～170°之間，彎折角的變化對于工作阻力影響較低，旋耕刀所受三向阻力變化較為平穩(wěn)；當(dāng)彎折角在90°～170°范圍內(nèi)，對于x方向刀軸扭矩先增加至51 N，然后逐漸降低趨于平穩(wěn)，當(dāng)彎折角在90°～150°范圍內(nèi)，對于y、z方向刀軸扭矩變化影響顯著，在150°～170°區(qū)間范圍內(nèi)其刀軸扭矩變化趨于平穩(wěn)。

4.2.3工作幅寬L對工作阻力的影響

固定旋耕刀前進(jìn)速度0.5 m/s，刀軸轉(zhuǎn)速30 r/min，彎折角90°，旋耕刀工作幅寬L分別取25、35、45、55、65 mm，進(jìn)行5組仿真試驗，旋耕刀所受三向阻力最大值隨轉(zhuǎn)速的變化情況如圖15、16所示。當(dāng)工作幅寬在25～55 mm區(qū)間范圍內(nèi)，x、z方向工作阻力逐漸增加，工作幅寬的變化對于x方向工作阻力影響較為顯著，在55～65 mm之間，x方向工作阻力變化較為平穩(wěn)；工作幅寬在25～55 mm區(qū)間范圍內(nèi)，對于y方向工作阻力變化影響顯著，在55～65 mm范圍其工作阻力有略微下降趨勢，但阻力波動范圍較小；當(dāng)工作幅寬在25～55 mm區(qū)間范圍內(nèi)，對于x方向刀軸扭矩變化影響顯著，但工作幅寬在55～65 mm內(nèi)其刀軸扭矩略微下降，當(dāng)工作幅寬在25～55 mm區(qū)間范圍內(nèi)，y、z方向刀軸扭矩逐漸增加，在55～65 mm之間，刀軸扭矩變化較為平穩(wěn)。

根據(jù)以上分析，為得到最佳旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)，選取彎折角110°～150°，工作幅寬35～55 mm為試驗因素取值范圍。

4.3 多因素仿真試驗

在前期油莎豆團(tuán)聚體離散元模型建立及旋耕刀動力學(xué)分析的基礎(chǔ)上，為得到理想的旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，進(jìn)行EDEM正交旋轉(zhuǎn)虛擬仿真試驗研究，結(jié)合前期理論分析和單因素試驗結(jié)果，設(shè)定試驗因素編碼如表3所示。

表3 試驗因素編碼Tab.3 Test factors coding

以彎折角α、工作幅寬L為試驗因素，采用二因素五水平二次正交旋轉(zhuǎn)組合設(shè)計進(jìn)行旋耕刀虛擬仿真試驗，根據(jù)所得數(shù)據(jù)進(jìn)行結(jié)果分析，并對影響指標(biāo)的主要因素進(jìn)行顯著性分析，試驗結(jié)果如表4所示，表中A、B為編碼值。

表4 仿真試驗結(jié)果Tab.4 Simulation test results

對表4數(shù)據(jù)進(jìn)行二次多元回歸擬合，得到工作阻力和刀軸扭矩對編碼自變量的二次多元回歸方程

y1=703.22+103.48A+33.72B+5.42AB+
222.50A2+47.92B2

(9)

y2=31.06+2.09A+3.19B+0.15AB-
1.37A2+1.96B2

(10)

同時經(jīng)過Design-Expert軟件處理后得到關(guān)于工作阻力和刀軸扭矩的方差分析結(jié)果如表5、6所示。

表5 工作阻力方差分析Tab.5 Working resistance analysis of variance

表6 刀軸扭矩方差分析Tab.6 Analysis of variance of cutter shaft torque

由表5可知，模擬的一次項彎折角A對工作阻力的影響顯著，二次項A2對工作阻力影響極其顯著。從單因素水平分析，各項因素對工作阻力的影響由大到小為彎折角A、工作幅寬B。響應(yīng)面分析如圖17所示。

由表6可知，模擬的一次項工作幅寬B對刀軸扭矩的影響極其顯著，一次項彎折角A和二次項B2對刀軸扭矩影響顯著。從單因素水平分析，各項因素對工作阻力的影響由大到小為工作幅寬B、彎折角A，響應(yīng)面分析如圖18所示。

4.4 試驗優(yōu)化

為得到試驗因素最佳旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，對試驗進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。建立參數(shù)化數(shù)學(xué)模型，結(jié)合試驗因素的邊界條件，以降低工作阻力和刀軸扭矩為目標(biāo)，對旋耕刀工作阻力和刀軸扭矩進(jìn)行回歸分析，建立非線性規(guī)劃參數(shù)模型為

(11)

利用Design-Expert對數(shù)學(xué)模型進(jìn)行分析求解，彎折角130°、工作幅寬45 mm為最優(yōu)參數(shù)組合，此時工作阻力為703.22 N，刀軸扭矩32.06 N·m，將最優(yōu)參數(shù)進(jìn)行EDEM虛擬仿真試驗驗證，其工作阻力為928.63 N，刀軸扭矩34.56 N·m，與優(yōu)化結(jié)果基本一致。在相同參數(shù)設(shè)置下與目前正旋旋耕挖掘裝置進(jìn)行試驗對比，結(jié)果表明，正旋挖掘裝置工作阻力為1 015.52 N，刀軸扭矩為36.72 N·m，工作阻力降低了8.6%，刀軸扭矩降低了5.9%，驗證了反旋式旋耕刀片具有一定的降阻作用。

5 田間試驗

5.1 田間試驗條件與方案

旋耕刀挖掘阻力和刀軸扭矩并不是衡量作業(yè)效果主要標(biāo)準(zhǔn)，由于油莎豆目前無相關(guān)收獲作業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，本文參考NY/T 502—2016中的收獲標(biāo)準(zhǔn)以及GB/T 5668—2017中的土壤破碎率計算方法，將埋果率和土壤破碎率作為田間試驗的指標(biāo)，目的是檢驗優(yōu)化設(shè)計的旋耕刀作業(yè)性能，結(jié)合理論分析與仿真模擬結(jié)果進(jìn)行田間驗證，試驗地點選擇河南省民權(quán)縣油莎豆種植基地，該地區(qū)油莎豆種植模式為平作，行距為140 mm，株距為120 mm，油莎豆生長深度160 mm左右，如圖19所示。

試驗劃為5個區(qū)域，每個試驗區(qū)域長50 m，將新型旋耕刀和IT245旋耕刀分別安裝在油莎豆聯(lián)合收獲機(jī)上，進(jìn)行油莎豆收獲性能對比分析。機(jī)器作業(yè)速度設(shè)置為0.5 m/s，將埋果率和土壤破碎率作為試驗指標(biāo)，進(jìn)行試驗分析，如圖20所示。

5.2 田間試驗結(jié)果與分析

試驗結(jié)果如表7所示。

表7 田間性能試驗對比Tab.7 Field performance test comparison %

由表7可知，新型旋耕刀作業(yè)時埋果率最高值為1.23%，最低值為0.85%，平均值為1.07%，土壤破碎率最高值為94.61%，最低值為92.67%，平均值為93.48%，標(biāo)準(zhǔn)旋耕刀埋果率最高為2.85%，最低為1.75%，平均值為2.27%，土壤破碎率最高為92.87%，最低為91.54%，平均值為92.18%，與標(biāo)準(zhǔn)旋耕刀相比，新型旋耕刀油莎豆塊莖埋果率減低了1.20個百分點，土壤破碎率提高了1.3個百分點，參考NY/T 502—2016的規(guī)定，進(jìn)一步提高了油莎豆的收獲效率。

6 結(jié)論

(1)通過對旋耕刀進(jìn)行運(yùn)動學(xué)分析和結(jié)構(gòu)分析，結(jié)合虛擬仿真試驗，得到旋耕刀結(jié)構(gòu)參數(shù)彎折角取值范圍為110°～150°，工作幅寬取值范圍為35～55 mm。

(2)建立了旋耕刀-土壤-油莎豆團(tuán)聚體離散元模型，進(jìn)行了油莎豆虛擬仿真挖掘試驗，從微觀角度分析了土壤破碎的動態(tài)過程和油莎豆團(tuán)聚體的速度關(guān)系，根據(jù)Design-Expert試驗分析，確定了旋耕刀的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)：彎折角130°，工作幅寬45 mm，在相同參數(shù)設(shè)置下與正旋旋耕方式進(jìn)行對比試驗，工作阻力降低了8.6%，刀軸扭矩降低了5.9%，證明反旋挖掘具有降阻作用。

(3)為驗證反旋刀片設(shè)計的合理性，以埋果率和土壤破碎率進(jìn)行油莎豆收獲性能試驗，同時與標(biāo)準(zhǔn)旋耕刀進(jìn)行試驗對比，結(jié)果表明：反旋作業(yè)方式埋果率1.07%，土壤破碎率93.48%，與標(biāo)準(zhǔn)旋耕刀相比，新型旋耕刀油莎豆塊莖埋果率減低了1.2個百分點，土壤破碎率提高了1.3個百分點。