開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置設計與試驗*

楊欣倫，王加一，楊健，趙立軍，李強

(1. 成都農業(yè)科技職業(yè)學院,成都市,611130; 2. 濰柴雷沃智慧農業(yè)科技股份有限公司,山東濰坊,261200; 3. 重慶文理學院智能制造工程學院,重慶市,402160)

0 引言

肥料是糧食作物的“糧食”,在糧食生產(chǎn)中發(fā)揮著不可替代的支撐作用,是實現(xiàn)作物增產(chǎn)的關鍵原材料,助推了我國農業(yè)的發(fā)展[1-4]。外槽輪式排肥器是目前在水田、旱田施用化肥作業(yè)中使用最為普遍的作業(yè)部件,由于其結構簡單、造價低廉、使用壽命較長等諸多優(yōu)點,受到用戶的歡迎[5-6]。但是,隨著科技的發(fā)展,農藝要求的提高,外槽輪式排肥器施肥調節(jié)精度較差、調節(jié)不便、其轉動時會把肥料顆粒壓碎等問題日趨顯現(xiàn),已不能滿足和適應精準農業(yè)的要求,尤其在精量深施肥過程中被壓碎或碾壓成粉狀的肥料,將會影響施肥量的控制也會影響肥料的緩釋[7-8]。因此,傳統(tǒng)的外槽輪式排肥器已不能很好地服務于精量深施肥作業(yè),設計一款新結構的排肥量調節(jié)裝置迫在眉睫。

近年來,學者對排肥器的研究焦點集中在螺旋式排肥器上[9-12],主要采用仿真試驗、臺架試驗等技術手段。宋歡[12]采用EDEM仿真研究法對排肥器進行了深入研究,并對排肥器所應用的雙線螺旋結構參數(shù)進行了優(yōu)化設計,使最大排肥量有明顯降低,但是依然存在較大的排肥量,對于實現(xiàn)排肥均勻性的要求不能滿足。薛忠等[9]采用仿真試驗與臺架試驗相結合的技術手段對排肥器的穩(wěn)定性、均勻性進行了優(yōu)化,最終確定了最佳的排肥器轉速。Kretz等[13]采用仿真試驗與臺架試驗相結合的技術手段對排肥均勻性進行了研究,并對排肥器的螺旋參數(shù)和安裝傾角進行了探究與優(yōu)化。Mondal等[14]采用試驗方法對排肥器進行了性能探究,得到了短距螺旋、轉速和填充率的關系,為排肥器的優(yōu)化設計提供一定的借鑒。Fuchs等[15]采用試驗方法,對排肥器的排量進行實際監(jiān)測,得到了影響排肥器排肥量的主要因素。螺旋式排肥器已經(jīng)有較好地應用,但由于螺旋本身的特性,無法實現(xiàn)高均勻性排肥[16-18]。

鑒于此,本文針對現(xiàn)有果園開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置存在調節(jié)精度低、肥量調節(jié)不均勻等問題,設計了一種疊片式排肥量調節(jié)裝置。其能夠提高排肥調節(jié)精度、提升肥量調節(jié)均勻性,且在精量深施肥過程中能夠避免肥料被壓碎或碾壓成粉狀,保證排肥量均勻和肥料緩釋作用的發(fā)揮。為相應開溝施肥機排肥器的設計與研究提供一種新的借鑒。

1 疊片式排肥量調節(jié)裝置設計

1.1 總體結構

疊片式排肥量調節(jié)裝置通過改變疊片相互搭接所形成開口大小,實現(xiàn)肥料排量的調節(jié)。當肥進入疊片式排肥量調節(jié)裝置時,螺旋軸通過電機帶動其上的螺旋導葉轉動,防止肥料堆積并提供向下排肥的推動力。調節(jié)排肥量時,疊片之間接觸緊密且運動方式為相對滑動,可以有效避免肥料被壓碎。當排肥量較低時,疊片收縮,出口減小,減小肥的排量;當排肥量較大時,疊片擴張,增大排肥量,保證排肥的均勻性。疊片式排肥量調節(jié)裝置作業(yè)原理三維示意圖如圖1所示。

圖1 疊片式排肥量調節(jié)裝置三維示意圖

1.2 疊片式排肥量調節(jié)裝置結構

疊片式排肥量調節(jié)裝置,其環(huán)形底座的端面上設有多對銷孔,環(huán)形底座的外壁面且在相鄰兩對銷孔之間沿軸向設有滑軌,推拉環(huán)的端面上設有多個連接孔,推拉環(huán)的內壁面且在相鄰兩個連接孔之間沿軸向設有滑槽,疊片呈梯形,疊片的底部設有連接板,連接板的兩端分別設有鉸接孔,疊片沿中軸線偏向右側向內折彎,疊片的兩側邊分別向內和向外折彎,環(huán)形底座的滑軌嵌裝在推拉環(huán)的所述滑槽內,疊片連接板兩端的鉸接孔分別通過銷軸與環(huán)形底座的銷孔和推拉環(huán)的連接孔鉸接配合。疊片式排肥量調節(jié)裝置結構圖如圖2所示。

圖2 疊片式排肥量調節(jié)裝置結構示意圖

根據(jù)經(jīng)驗設計,疊片式排肥量調節(jié)裝置總體高度為66.04 mm,為了保證果園0.67～1 kg/hm2的施肥量要求,經(jīng)前期預試驗,確定肥料入口的直徑為60 mm,最小肥料出口的直徑為38.26 mm,尺寸與穿過肥料出口的螺旋軸的直徑相同,最大肥料出口直徑為60 mm,在此范圍內調節(jié)疊片式排肥量調節(jié)裝置可以實現(xiàn)果園施肥要求。

1.3 疊片設計

本文所設計的果園開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置,主要對果樹施加粉末狀有機肥或顆粒肥,為了保證其流暢性,采用錐狀向下流動,但在施肥過程中容易導致肥料堆聚,因此設計螺旋軸在電機帶動下旋轉,實現(xiàn)肥料的下流。電機帶動螺旋軸旋轉實現(xiàn)攪拌功能,排肥出口的大小由疊片控制,當排肥量較低時,疊片收縮,出口減小,減小肥的排量;當排肥量較大時,疊片擴張,增大排肥量,保證排肥的均勻性。疊片結構如圖3所示。疊片沿中軸線偏向右側向內折彎,其折彎線相對著中軸線偏轉角度α初步確定為3°～7°,疊片的兩側邊分別向內折彎(角度為γ)和向外折彎(角度為β),初步確定角度為12°～18°和8°～12°,且疊片的兩側折彎線的起點距離中軸線的距離初步確定為2～6 mm,整周確定為12片。

圖3 疊片結構圖

1.4 推拉環(huán)設計

本文所設計的果園開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置能夠實現(xiàn)排肥口的寬窄調節(jié),將此調節(jié)機構設計為推拉環(huán)形式,配合疊片的收縮與擴張,推拉環(huán)的端面上設有多個連接孔,其內壁面且在相鄰兩個連接孔之間沿軸向設有滑槽,推拉環(huán)結構如圖4所示,肥料通過調節(jié)機構時,能夠根據(jù)肥料的多少調節(jié)疊片相互搭接所形成開口的大小。疊片作業(yè)時受力狀態(tài)如圖5所示。

圖4 推拉環(huán)結構圖

圖5 疊片受力狀態(tài)

疊片受到肥料對其施加的作用力,將此作用力分解為法向力Fn和切向力Ft,肥料在疊片滑動同時擠壓疊片,由果園公頃施肥量0.67～1 kg可以確定疊片出口的最小直徑為38.26 mm,最大直徑為60 mm,結合計算機輔助設計,確定疊片的調整角度為19°,因此推拉環(huán)應配合底座和疊片滿足此擺動范圍要求。

1.5 底座設計

底座的作用是實現(xiàn)疊片與推拉座的固定與連接,由于整體排肥口設置為錐形,因此底座設計為環(huán)形,為了便于與疊片、推拉環(huán)實現(xiàn)配合安裝,環(huán)形底座的端面上設有多對銷孔,其外壁面且在相鄰兩對銷孔之間沿軸向設有滑軌,其結構如圖6所示。

圖6 環(huán)形底座結構圖

2 臺架與田間驗證試驗

為進一步對果園開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置進行優(yōu)化設計,確定其最優(yōu)的結構參數(shù),采取室內臺架試驗的技術手段對調節(jié)裝置結構參數(shù)加以確定,試驗方案采用多因素優(yōu)化試驗,獲得較優(yōu)試驗指標情況下的試驗因素水平組合。

2.1 試驗設計

2.1.1 試驗條件

臺架試驗選擇在崇州農業(yè)園區(qū)(東經(jīng)102°54′～104°53′,北緯30°05′～31°26′)進行,試驗時間為2022年9月20日—25日,試驗地屬于亞熱帶季風性濕潤氣候。具有春早、夏熱、秋涼、冬暖的氣候特點,年平均氣溫16 ℃,年降雨量1 000 mm左右。試驗材料為大顆粒尿素,其泊松比為0.4,剪切模量為2.8×107Pa,密度為1 335 kg/m3。試驗設備為CP188F微耕機,疊片式排肥量調節(jié)裝置,(電機驅動,電機為名揚電機MY32GP-31ZY型行星減速電機,電機轉速為98 r/min,減速比為82,直流12 V電壓)。

2.1.2 因素及水平確定

折彎線相對中軸線偏轉角度、疊片的兩側邊向內折彎角、向外折彎角以及疊片的兩側折彎線的起點與中軸線的距離為開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置的主要結構參數(shù),因此以折彎線相對中軸線偏轉角度x1、向內折彎角x2、向外折彎角x3以及起點與中軸線的距離x4為試驗因素。采用4因素5水平正交旋轉組合試驗方法[19],共實施31組試驗。試驗因素水平范圍為:折彎線相對中軸線偏轉角3°～7°、向內折彎角12°～18°、向外折彎角8°～12°、起點與中軸線的距離2～6 mm。試驗因素水平編碼表如表1所示。

表1 試驗因素水平編碼Tab. 1 Coding levels and factors

2.1.3 評價指標與測定方法

依據(jù)NY/T 1003—2006標準對果園開溝施肥機性能與作業(yè)效果進行評價,主要評價指標為:排量一致性變異系數(shù)Y1、排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2以及排肥均勻變異系數(shù)性Y3。排量一致性變異系數(shù)Y1的測試方法如下。

(1)

式中:xi——每行每次平均排量,g;

i——每次試驗;

x——每行每次平均排量的平均值,g;

S2——各行排肥量一致性的標準差;

Y1——排量一致性變異系數(shù),%;

n2——測定行數(shù)。

排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2的測試方法為:令果園開溝施肥機靜止,不考慮果園開溝施肥機的前進作業(yè)速度,調節(jié)電機轉速為98 r/min,采用秒表計時,控制時間間隔為10 s,稱量10 s內肥的排出量,試驗組數(shù)為5組。試驗共計重復5次,取平均值為最終的排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)評價結果。

排肥均勻變異系數(shù)性Y3的測試方法為:令果園開溝施肥機正常作業(yè)速度前進,肥料自然排下,調節(jié)電機轉速為98 r/min,開溝施肥機作業(yè)后,隨機測量其排下5段距離的排肥質量。試驗共計重復5次,取平均值為最終的排肥均勻性變異系數(shù)評價結果。

2.2 試驗結果

根據(jù)4因素5水平正交旋轉組合試驗方法,運用Design-Expert8.0.6對試驗方案進行分組與設計,每組試驗重復5次,取平均值為果園開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置作業(yè)時各指標的最終評價結果。具體試驗方案與結果如表2所示。

表2 試驗方案與結果Tab. 2 Schemes and results of tests

2.3 排量一致性變異系數(shù)回歸模型與顯著性檢驗

排量一致性變異系數(shù)Y1方差分析如表3所示。由表3可知,對于排量一致性變異系數(shù)Y1,因素及因素之間交互作用影響的主次順序是x12、x22、x42、x32、x3、x4、x1x2、x2、x1、x1x4、x3x4、x2x3、x2x4、x1x3,折彎線相對中軸線偏轉角度的二次項x12、向內折彎角的二次項x22、起點與中軸線的距離的二次項x42、向外折彎角的二次項x32、向外折彎角x3、起點與中軸線的距離x4、折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互項x1x2對排量一致性變異系數(shù)Y1的影響極顯著(P<0.01);向內折彎角x2、折彎線相對中軸線偏轉角度x1、折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互項x1x4對排量一致性變異系數(shù)Y1的影響顯著(0.01

Y1=1.36+0.61x1+0.62x2-1.23x3-0.93x4-

1.07x1x2-0.69x1x4+1.26x12+1.39x22+

1.15x32+1.41x42

(2)

對上述回歸方程進行失擬性檢驗,其中P=0.070 7,排量一致性變異系數(shù)方差分析模型不顯著,說明不存在其他影響排量一致性變異系數(shù)的主要因素,排量一致性變異系數(shù)和試驗因素存在顯著的二次關系,三次及以上關系不顯著,故此方差分析可靠性較高。

2.4 排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)回歸模型與顯著性檢驗

排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2方差分析如表4所示。由表4可知,對于排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2,因素及因素之間交互作用影響的主次順序是x12、x22、x42、x3、x32、x1、x4、x1x2、x2、x1x4、x3x4、x2x3、x2x4、x1x3,折彎線相對中軸線偏轉角度的二次項x12、向內折彎角的二次項x22、起點與中軸線的距離的二次項x42、向外折彎角x3、向外折彎角的二次項x32、折彎線相對中軸線偏轉角度x1、起點與中軸線的距離x4、折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互項x1x2對排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2的影響極顯著(P<0.01);向內折彎角x2、折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互項x1x4對排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2的影響顯著(0.01

表4 排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)方差分析結果Tab. 4 Results of coefficient of variation in fertilizer stability

Y2=0.9+0.65x1+0.4x2-0.8x3-0.61x4-

0.69x1x2-0.45x1x4+0.92x12+0.88x22+

0.72x32+0.89x42

(3)

對上述回歸方程進行失擬性檢驗,其中P=0.094 6,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)方差分析模型不顯著,說明不存在其他影響排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)的主要因素,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)和試驗因素存在顯著的二次關系,三次及以上關系不顯著,故此方差分析可靠性較高。

2.5 排肥均勻性變異系數(shù)回歸模型與顯著性檢驗

排肥均勻性變異系數(shù)Y3方差分析如表5所示。由表5可知,對于排肥均勻性變異系數(shù)Y3,因素及因素之間的交互作用影響的主次順序依次是x12、x22、x42、x3、x32、x4、x1x2、x1、x2、x1x4、x3x4、x2x3、x2x4、x1x3。

表5 排肥均勻性變異系數(shù)方差分析結果Tab. 5 Results of coefficient of variation

折彎線相對中軸線偏轉角度的二次項x12、向內折彎角的二次項x22、起點與中軸線的距離的二次項x42、向外折彎角x3、向外折彎角的二次項x32、折彎線相對中軸線偏轉角度x1、起點與中軸線的距離x4、折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互項x1x2對排肥均勻性變異系數(shù)Y3的影響極顯著(P<0.01);折彎線相對中軸線偏轉角度x1、向內折彎角x2、折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互項x1x4對排肥均勻性變異系數(shù)Y3的影響顯著(0.01

Y3=4.4+2.4x1+2x2-3.97x3-3.01x4-

3.45x1x2-2.25x1x4+4.45x12+4.42x22+

3.65x32+4.49x42

(4)

對上述回歸方程進行失擬性檢驗,其中P=0.080 7,排肥均勻性變異系數(shù)方差分析模型不顯著,說明不存在其他影響排肥均勻性變異系數(shù)的主要因素,排肥均勻性變異系數(shù)和試驗因素存在顯著的二次關系,三次及以上關系不顯著,故此方差分析可靠性較高。

2.6 響應曲面分析

通過Design-Expert8.0.6統(tǒng)計軟件對試驗數(shù)據(jù)進行處理,得到折彎線相對中軸線偏轉角度x1、向內折彎角x2、向外折彎角x3、起點與中軸線的距離x4之間顯著和較顯著交互作用對排量一致性變異系數(shù)Y1、排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2及排肥均勻性變異系數(shù)Y3的響應曲面(確定其中的兩個因素水平,對另兩個因素水平交互作用進行分析),如圖8所示。

圖8 響應曲面分析圖

對于排量一致性變異系數(shù)Y1,當向外折彎角為10°、起點與中軸線的距離為4 mm時,折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互作用響應曲面如圖8(a)所示,當折彎線相對中軸線偏轉角度一定時,排量一致性變異系數(shù)Y1隨著向內折彎角的增加而呈現(xiàn)先減小后增大趨勢,最優(yōu)的向內折彎角在13.5°～15.5°范圍內;當向內折彎角一定時,排量一致性變異系數(shù)Y1隨著折彎線相對中軸線偏轉角度的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,最優(yōu)的折彎線相對中軸線偏轉角度在4°～5°范圍內;折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互作用中,主要影響排量一致性變異系數(shù)Y1的因素是向內折彎角。

對于排量一致性變異系數(shù)Y1,當向內折彎角為15°、向外折彎角為10°時,折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互作用響應曲面如圖8(b)所示,當折彎線相對中軸線偏轉角度一定時,排量一致性變異系數(shù)Y1隨著起點與中軸線的距離的增加而呈現(xiàn)先減小后增大趨勢,最優(yōu)的起點與中軸線的距離在4～5 mm 范圍內;當起點與中軸線的距離一定時,排量一致性變異系數(shù)Y1隨著折彎線相對中軸線偏轉角度的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,最優(yōu)的折彎線相對中軸線偏轉角度在4°～5°范圍內;折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互作用中,主要影響排量一致性變異系數(shù)Y1的因素是起點與中軸線的距離。

對于排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2,當向外折彎角為10°、起點與中軸線的距離為4 mm時,折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互作用響應曲面如圖8(c)所示,當折彎線相對中軸線偏轉角度一定時,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2隨著向內折彎角的增加而呈現(xiàn)先減小后增大趨勢,最優(yōu)的向內折彎角在13.5°～15.5°范圍內;當向內折彎角一定時,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2隨著折彎線相對中軸線偏轉角度的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,最優(yōu)的折彎線相對中軸線偏轉角度在4°～5°范圍內;折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互作用中,主要影響排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2的因素是折彎線相對中軸線偏轉角度。

對于排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2,當向內折彎角為15°、向外折彎角為10°時,折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互作用響應曲面如圖8(d)所示,當折彎線相對中軸線偏轉角度一定時,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2隨著起點與中軸線的距離的增加而呈現(xiàn)先減小后增大趨勢,最優(yōu)的起點與中軸線的距離在4～5 mm范圍內;當起點與中軸線的距離一定時,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2隨著折彎線相對中軸線偏轉角度的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,最優(yōu)的折彎線相對中軸線偏轉角度在4°～5°范圍內;折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互作用中,主要影響排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)Y2的因素是折彎線相對中軸線偏轉角度。

對于排肥均勻性變異系數(shù)Y3,當向外折彎角為10°、起點與中軸線的距離為4 mm時,折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互作用響應曲面如圖8(e)所示,當折彎線相對中軸線偏轉角度一定時,排肥均勻性變異系數(shù)Y3隨著向內折彎角的增加而呈現(xiàn)先減小后增大趨勢,最優(yōu)的向內折彎角在13.5°～15.5°范圍內;當向內折彎角一定時,排肥均勻性變異系數(shù)Y3隨著折彎線相對中軸線偏轉角度的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,最優(yōu)的折彎線相對中軸線偏轉角度在4°～5°范圍內;折彎線相對中軸線偏轉角度和向內折彎角的交互作用中,主要影響排肥均勻性變異系數(shù)Y3的因素是折彎線相對中軸線偏轉角度。

對于排肥均勻性變異系數(shù)Y3,當向內折彎角為15°、向外折彎角為10°時,折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互作用響應曲面如圖8(f)所示,當折彎線相對中軸線偏轉角度一定時,排肥均勻性變異系數(shù)Y3隨著起點與中軸線的距離的增加而呈現(xiàn)先減小后增大趨勢,最優(yōu)的起點與中軸線的距離在4～5 mm范圍內;當起點與中軸線的距離一定時,排肥均勻性變異系數(shù)Y3隨著折彎線相對中軸線偏轉角度的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,最優(yōu)的折彎線相對中軸線偏轉角度在4°～5°范圍內;折彎線相對中軸線偏轉角度和起點與中軸線的距離的交互作用中,主要影響排肥均勻性變異系數(shù)Y3的因素是起點與中軸線的距離。

2.7 參數(shù)優(yōu)化

通過對圖8中6個響應曲面的分析,對因素的約束條件如下。

(5)

(6)

對其參數(shù)進行求解,參數(shù)優(yōu)化結果:折彎線相對中軸線偏轉角度為4.63°、向內折彎角為14.4°、向外折彎角為10.57°,起點與中軸線的距離為4.27 mm,此時理論上排量一致性變異系數(shù)為0.72%,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)為0.39%,排肥均勻性變異系數(shù)為1.77%。

2.8 田間驗證試驗

對參數(shù)求解結果進行圓整,并進行田間驗證試驗,將優(yōu)化后的參數(shù)試驗結果與排肥器的行業(yè)標準進行對比,以驗證優(yōu)化后試驗結果的可靠性。田間試驗在崇州農業(yè)園區(qū)內進行,試驗時間為2022年10月8日,試驗地與臺架試驗在同一地區(qū),故氣候特點相同,所用試驗材料、試驗設備也與臺架試驗相同。

試驗結果如表6所示。由表6可知,相比于參數(shù)優(yōu)化結果,排量一致性變異系數(shù)提高12.5%、排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)提高7.69%、排肥均勻性變異系數(shù)提高4.52%,各項均在可接受范圍內,因此臺架試驗可靠性較強。

表6 驗證試驗結果Tab. 6 Validate test results

3 結論

1) 本研究針對現(xiàn)有果園開溝施肥機疊片式排肥量調節(jié)裝置存在調節(jié)精度低、肥量調節(jié)不均勻等問題,設計了一種新型疊片式排肥量調節(jié)裝置。調節(jié)裝置為疊片式,疊片呈梯形,疊片的底部設有連接板,連接板的兩端分別設有鉸接孔,疊片沿中軸線偏向右側向內折彎,疊片的兩側邊分別向內和向外折彎。

2) 以折彎線相對中軸線偏轉角度、疊片的兩側邊向內折彎角、向外折彎角以及疊片的兩側折彎線的起點與中軸線的距離為試驗因素,以排量一致性變異系數(shù)、排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)、排肥均勻性變異系數(shù)為試驗指標進行了4因素5水平正交旋轉組合試驗,試驗結果表明折彎線相對中軸線偏轉角度為4.63°、向內折彎角為14.4°、向外折彎角為10.57°,起點與中軸線的距離為4.27 mm時,排量一致性變異系數(shù)為0.72%,排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)為0.39%,排肥均勻性變異系數(shù)為1.77%。

3) 對優(yōu)化參數(shù)進行田間驗證試驗,結果表明排量一致性變異系數(shù)為0.81%、排肥穩(wěn)定性變異系數(shù)為0.42%、排肥均勻性變異系數(shù)為1.85%,相比于行業(yè)標準均滿足要求。