全量稻秸還田小麥播種機秸稈分流還田裝置設計

徐弘博，胡志超，吳 峰，顧峰瑋，陳有慶

（農業農村部南京農業機械化研究所，南京 210014）

0 引 言

中國稻麥兩熟制最集中的種植區為江淮下游，其中江蘇常年種植面積約 1.8×106hm2，是江蘇糧食生產主體模式，四川、安徽、湖北常年種植面積也都接近1.3×106hm2[1]。在秸稈禁燒背景下，秸稈還田已成為處理秸稈的理想途徑之一。

具有秸稈還田功能的小麥播種機能有效節省滅茬、整地時間，避免小麥晚播造成減產[2-3]，已引起國內外學者廣泛關注。現有秸稈還田小麥播種技術主要分為 3種模式：第一種為免耕直播技術，主要通過滑動式開溝器或圓盤刀切開殘茬同時播種[4-5]，這類技術通常在前茬秸稈量較少的玉米、小麥田可以作業，但在秸稈量相對較大、秸稈未處理的全量稻秸硬茬田很容易發生擁堵[6]。第二種為秸稈全量入土還田播種技術，常采用旋耕方式粉碎、翻埋種床前方的秸稈，再進行播種鎮壓等作業[7-9]，這類技術可以有效防止秸稈擁堵，但過量秸稈入土還田的作業模式易發生種子播在秸稈上造成架種，秸稈在腐熟的過程中消耗土壤中的氮素等速效養分造成弱苗等問題[10-13]，進而影響產量。第三種為秸稈全量覆蓋還田播種技術，如顧峰瑋等[14-17]研制的全量秸稈地潔區機播技術裝備，能夠在前茬秸稈不做任何處理的情況下一次完成秸稈粉碎、清理輸送、播種施肥、秸稈覆蓋，Sidhu等[18]研制的Happy seeder，能在收集水稻秸稈的同時完成小麥播種，播種后秸稈覆蓋在地表，楊紀龍等[19]研制的大豆免耕覆秸精量播種機，可實現秸稈向兩側清理的同時完成播種。這類技術在秸稈覆蓋量適宜的條件下具有保溫保墑、封閉雜草作用，可以實現增產[20-21]，但應用于稻麥輪作區水稻收獲后播種小麥時，由于單位面積內水稻秸稈量遠大于小麥、玉米等秸稈量，會導致稻秸過量覆蓋影響小麥出苗，造成了小麥產量降低。其他類型技術還包括稻秸對行拋灑技術[22]，稻麥聯合收獲開溝埋草一體機播種技術[23]等，但這些技術還處于試驗階段，未見大面積應用。

針對現有稻秸全量覆蓋還田或全量入土還田模式存在的影響小麥產量問題，課題組在全量秸稈地潔區機播技術[14]的基礎上，通過長期實踐探索，創新提出了水稻秸稈部分入土、部分覆蓋的技術模式。本文基于該技術模式研制相應的秸稈分流還田裝置，并對其結構參數進行試驗優化，以期為稻麥輪作區水稻收獲后播種小麥提供技術與裝備支持。

1 全量稻秸還田小麥播種機

1.1 結構與作業工藝

為實現稻秸部分入土、部分覆蓋的同時完成播種施肥作業，以全量秸稈地潔區播種機為基礎部件，在其稻秸撿拾粉碎裝置后方設置分流裝置，使得粉碎后的稻秸一部分經輸送拋送，覆蓋于播后地表，另一部分粉碎后的稻秸經旋耕混入土壤中。根據上述思路，完成可實現秸稈分流還田的全量稻秸還田小麥播種機的結構配置，主要由撿拾粉碎裝置、分流裝置、旋耕裝置、輸送裝置、拋撒裝置、播種施肥裝置組成，整機作業工藝如圖1所示。

圖1 整機作業工藝示意圖Fig.1 Schematic diagram of whole equipment operation technique

1.2 秸稈分流還田裝置組件

秸稈分流還田裝置組件如圖 2所示，分流還田裝置設置在撿拾粉碎裝置與輸送裝置之間。在水稻秸稈粉碎并向后拋射過程中，分流還田裝置將部分稻秸導入輸送裝置，再經拋撒裝置實現覆蓋，其余部分稻秸導入旋耕裝置實現入土。

圖2 秸稈分流還田裝置組件構成與工作原理Fig.2 Composition and working principle of straw distributed retention device component

覆蓋率指進入輸送裝置形成覆蓋的稻秸量與撿拾粉碎稻秸總量的比值，是評價秸稈分流還田裝置作業性能的重要參數，根據前期水稻秸稈全量覆蓋、部分移出部分覆蓋對小麥生長影響的對比試驗[24]，同時結合前茬為小麥、玉米秸稈時覆蓋量的測算，發現水稻秸稈覆蓋率低于60%時一般不會影響小麥出苗，據此本文設定水稻秸稈覆蓋率達到田間全量水稻秸稈的50%～60%時為合格分流比例。

2 秸稈分流還田裝置結構

2.1 結構設計與工作原理分析

基于全量秸稈地潔區機播技術，機具作業幅寬2 200 mm，撿拾粉碎裝置回轉外徑545 mm，輸送裝置與撿拾粉碎裝置中心距 460 mm，輸送裝置罩殼外徑295 mm，其邊緣到機架內壁垂直間距165 mm。秸稈分流還田裝置設于撿拾粉碎裝置與輸送裝置之間，粉碎后稻秸按照預定分流比例實現部分入土、部分覆蓋的作業效果，同時還要盡可能保證分流的順暢性、穩定性與幅寬方向均勻性。

根據牛頓第一定律，秸稈分流還田裝置采用分流板的結構形式，使粉碎后的稻秸與分流板碰撞，在外力作用下改變原有運動狀態，從而實現分流目標。對稻秸撞擊分流板瞬間的受力狀態進行分析，如圖 3所示，將粉碎后的秸稈顆粒視為質點，由于撞擊時間很短，忽略氣流對秸稈的作用。

圖3 稻秸分流板分流原理分析Fig.3 Analysis of distribution theory for rice straw distribution board

由圖 3可以得出，碰撞瞬間稻秸運動方向與作用力的夾角

式中δ為v0與F的夾角，(°)；β為碰撞瞬間稻秸運動方向與水平面的夾角，(°)；γ為F與G的夾角，(°)。

式中G為稻秸重力，N；N為碰撞瞬間分流板對稻秸反作用力，N；α為碰撞瞬間分流板與稻秸運動方向的夾角，(°)。將式（2）帶入式（1）可得

根據式（3）可以看出在稻秸運動方向一定的情況下，采取不同分流板角度設計可以有效改變稻秸運動狀態，據此設計 4種不同結構的分流板來實現稻秸分流，分別為直板橫向上開口型式（結構 A）、斜板橫向下開口型式（結構B）、直板縱向通長間隔開口型式（結構C）與弧板縱向通長間隔開口型式（結構 D），并分別對其工作原理進行分析。2.1.1 直板橫向上開口型式（結構A）

如圖 4所示，在撿拾粉碎裝置與輸送裝置之間設置與機架內壁垂直的平面狀分流板A，分流板A底部與輸送裝置罩殼貼合，底部到機架內壁距離H1=165 mm，寬度為2 200 mm，在分流板A頂部設有一個高度為a、寬度為2 200 mm的橫向開口。

圖4 直板橫向上開口形式（分流結構A）Fig.4 Straight board with lateral opening on the top (Distribution structure A)

作業時，粉碎后的部分稻秸從分流結構A的橫向開口進入輸送裝置形成覆蓋，部分稻秸被分流板A阻擋在外形成入土，從而達到分流效果。稻秸沿分流板A垂直平面的概率密度函數如圖4b中f1(x)所示，分布情況與撿拾粉碎裝置有關，當撿拾粉碎裝置半徑越大、轉速越高時，稻秸分布將向分流板A頂部集中。

2.1.2 斜板橫向下開口型式（結構B）

如圖 5所示，在碎秸刀與攪龍之間設置與機架內壁夾角為α2的斜面狀分流板B，分流板B頂部與機架內壁貼合，寬度為2 200 mm，長度為l。

作業時，粉碎后的稻秸撞擊分流板B產生反射后，部分稻秸從分流板 B與輸送裝置罩殼的夾縫間進入輸送裝置形成覆蓋，部分稻秸被輸送裝置罩殼阻擋在外形成入土，從而達到分流效果。稻秸沿分流板B底端且垂直于分流板B所在平面的概率密度函數如圖5b中f2(θ, l)所示，分布情況與撿拾粉碎裝置和分流板B的參數有關，當分流板B參數固定時，撿拾粉碎裝置半徑越大、轉速越高時，稻秸分布將向分流板B一側集中。

圖5 斜板橫向下開口形式（分流結構B）Fig.5 Slant board with lateral opening at the bottom(Distribution structure B)

2.1.3 直板縱向通長間隔開口型式（結構C）

如圖 6所示，在撿拾粉碎裝置與輸送裝置之間設置與機架內壁垂直的平面狀分流板 C，分流板 C寬度為2 200 mm，高度H2=165 mm，其頂部與機架內壁貼合，底部與輸送裝置罩殼貼合，在分流板C表面均布nc個寬度為c、高度H2=165 mm的縱向開口。

作業時，粉碎后的部分稻秸從縱向開口進入輸送裝置，部分稻秸被分流板C阻擋在外，從而形成分流效果。假設作業幅寬內秸稈全部被拾起，正對縱向開口的稻秸全部進入輸送裝置，縱向開口兩側的部分稻秸與分流板C撞擊后，在氣流與慣性作用下也進入輸送裝置，其余稻秸被分流板C阻隔在外。

2.1.4 弧板縱向通長間隔開口型式（結構D）

如圖 7所示，在撿拾粉碎裝置與輸送裝置之間設置弧心朝向撿拾粉碎裝置的弧面狀分流板 D，其寬度為 2 200 mm，圓弧半徑r=225 mm，其頂邊與機架內壁貼合，底邊與輸送裝置罩殼貼合，在分流板D表面均布nd個寬度為d、圓弧半徑r=225 mm的縱向開口。

作業時，粉碎后的部分稻秸從縱向開口進入輸送裝置，部分稻秸被分流板D阻擋在外，從而形成分流效果。假設作業幅寬內秸稈全部被拾起，正對縱向開口的稻秸全部進入輸送裝置，縱向開口兩側的少量稻秸與分流板D撞擊后，在氣流與慣性作用下也進入輸送裝置，其余稻秸沿分流板D弧面向下滑移，無法進入輸送裝置。

注：c為分流板C的某一縱向開口寬度，mm。虛線代表粉碎后稻秸。Note: c is the width of certain longitudinal opening of distribution board C, mm.Dashed represents rice straw after smashing.圖6 直板縱向通長間隔開口型式（分流結構C）Fig.6 Straight board with entire longitudinal spaced openings(Distribution structure C)

圖7 弧板縱向通長間隔開口型式（分流結構D）Fig.7 Arc board with entire longitudinal spaced openings(Distribution structure D)

2.2 結構形式單因素試驗

為了確定最佳分流裝置結構，在試驗條件固定的情況下，進行不同分流裝置結構形式秸稈分流效果試驗。

2.2.1 試驗條件

2017年11 月，秸稈分流試驗在江蘇省農業科學院六合試驗基地收獲后的水稻田進行，收獲方式為高留茬撩穗收割，通過五點取樣法[25]實測田間秸稈量 m0=0.98 kg/m2，含水率為43%。考慮到實際作業效率與播種質量要求，試驗時作業速度保持在1m/s。

2.2.2 試驗設備與儀器

試驗設備包括John Deere1054拖拉機、全量稻秸還田小麥播種機（撿拾粉碎裝置轉速為2 200 r/min，試驗時拆除旋耕裝置與播種施肥裝置）、秸稈分流還田裝置，試驗儀器包括電子天平、卷尺、秒表等。

2.2.3 試驗方法與結果分析

在相同作業條件下，對上述A、B、C、D 4種分流結構形式進行對比試驗，以覆蓋率作為評價指標，驗證各分流結構形式在不同結構參數下的秸稈分流效果。隨機選取測試區60塊，每塊測試區長20 m，寬2.2 m。將采樣袋用尼龍繩系在拋送裝置出口，將每次試驗收集的稻秸收集編號并稱取其質量mf，試驗場景如圖8所示。每種分流裝置結構形式與參數重復3次，取3次重復試驗平均值作為各組的試驗結果，覆蓋率

式中mf為每組試驗收集的稻秸質量，kg；m0為單位面積稻秸質量，kg；η為稻秸覆蓋率，%。

圖8 分流裝置組件稻秸覆蓋率試驗Fig.8 Rice straw mulching rate experiments of distribution device component

圖 9為不同分流裝置結構與參數下的試驗結果。由圖9a以看出，當結構A的橫向開口高度≤30 mm時，稻秸覆蓋率極低，這是由于此參數下橫向開口很快發生擁堵，當橫向開口高度繼續增大時，覆蓋率迅速增大，開口高度達到60 mm時分流板A幾乎不起到分流作用，說明稻秸沿分流板A豎直方向呈現上多下少分布趨勢。由圖9b可以看出，當l=166 mm，分流板B與機架內壁夾角從 125°增大到 145°期間，稻秸覆蓋率從 25.6%上升至96.7%，說明稻秸與分流板B撞擊后所形成的料層很薄，夾角微調即可引起覆蓋率很大的變化。由圖9c可知，當nc=2時，分流板 C的 2個縱向開口寬度從 100增加到300 mm期間，稻秸覆蓋率從45.4%上升至92.3%，說明除了正對分流板C縱向開口的稻秸以外，靠近分流板C縱向開口兩側的大部分稻秸在氣流與慣性的作用下同樣進入了輸送裝置。由圖9d可以看出，當nd=2時，分流板D的2個縱向開口寬度從300增加到500 mm期間，稻秸覆蓋率從44.3%上升至69.5%，說明除了正對分流板D縱向開口的稻秸以外，靠近分流板D縱向開口兩側的小部分稻秸在氣流與慣性的作用下同樣進入了輸送裝置。

通過比較可知，分流結構A和B對于覆蓋率的參數調節靈敏度太高，實際應用中極難保證覆蓋率達到設計要求，分流結構C對于稻秸進入輸送裝置的阻隔能力較弱，在氣流作用下進入輸送裝置的稻秸占比偏大，說明撿拾粉碎裝置與輸送裝置轉速對覆蓋率的影響相對突出，而分流結構D能夠將稻秸沿其弧面向下逐步引導，其縱向開口寬度與覆蓋率的對應關系更加明確。綜上所述，選擇分流結構D為秸稈分流還田裝置最佳結構。

圖9 4種秸稈分流還田裝置不同結構參數試驗結果Fig.9 Test results of different structure parameters for 4 kinds of straw distributed retention devices

3 結構優化試驗

單因素試驗中發現，入土稻秸在機架幅寬方向分布不均，在縱向開口位置處的稻秸多被分流覆蓋，其余位置的稻秸多為入土還田，使得入土稻秸呈條狀分布，這會導致入土稻秸量較多的區域發生缺苗問題。為提高入土稻秸的分布均勻性，在保證分流指標合格的同時對分流裝置進行參數優化。

試驗地點、儀器設備等試驗條件與單因素試驗相同，不再贅述。

3.1 試驗設計

采用 Box-Behnken試驗設計方法[26-27]對分流裝置結構參數進行優化。分流裝置作業質量的評價指標包括稻秸的均勻度變異系數F和分流偏差率P。

均勻度變異系數 F指入土部分稻秸在土壤中的均勻度變異系數，其值越小表明均勻性越好。在作業幅寬內取 n個測試小區，每個測試小區收集入土稻秸并稱質量（為便于檢測入土稻秸量，拆除旋耕裝置與播種施肥裝置），計算方法如式（5）、（6）所示[22]。

式中 n為幅寬方向測試小區數量，為保證測量準確性，取n=10；Mi為第i個測試小區（取樣長度5 000 mm，寬度220 mm）內的稻秸質量，g；為測試小區稻秸平均質量，g；F為均勻度變異系數，%。

分流偏差率 P指稻秸實際覆蓋率與分流指標（覆蓋率50%～60%）的偏差系數，其值越小表明指標完成度越好。試驗方法與單因素試驗相同，計算方法如式（4）、（7）所示[28]。

單因素試驗研究發現，縱向開口總寬（縱向開口數量與某一縱向開口寬度的乘積）直接影響分流偏差率，縱向開口數量直接影響均勻度變異系數，而撿拾粉碎裝置轉速直接影響稻秸撞擊分流裝置的初速度，進而對分流偏差率和均勻度變異系數均造成影響，因此將上述三因素作為分流裝置作業質量的影響因素。根據單因素試驗研究結果，縱向開口總寬＜600 mm時，覆蓋率＜45%，縱向開口總寬＞1 000 mm時，覆蓋率大于69%，因此選取縱向開口總寬為600～1 000 mm；縱向開口數量越多，均勻度變異系數越好，同時考慮到單個縱向開口需具有一定寬度避免堵塞，因此選取縱向開口數量為4～8個（在幅寬方向均布）；為保證分流作業順暢性，根據文獻[14]與前期研究，撿拾粉碎裝置甩刀線速度≥53 m/s時才能具有理想粉碎效果，據此折算出撿拾粉碎裝置轉速需≥1 900 r/min，結合常規作業參數，選取撿拾粉碎裝置轉速為1 900～2 500 r/min。采用三因素三水平二次回歸正交試驗設計方案對 3個影響因素進行組合優化，試驗因素與水平見表1。

表1 響應面試驗因素和水平Table 1 Factors and levels of response surface test

3.2 試驗結果與分析

3.2.1 試驗結果

根據Box-Behnken試驗原理設計3因素3水平分析試驗[29-31]，試驗方案包括17個試驗點，其中包括 12個分析因子，5個零點估計誤差。試驗數據采用Design-Expert 8.0.6軟件（Stat-EaseInc., USA）進行二次多項式回歸分析，并利用響應面分析法對各因素相關性和交互效應的影響規律進行分析研究。試驗方案與響應值見表2。

表2 試驗設計方案及響應值Table 2 Experiment design and response values

3.2.2 回歸模型建立與顯著性檢驗

根據表2中的數據樣本，利用Design-Expert 8.0.6.1軟件開展多元回歸擬合分析尋求最優工作參數，建立均勻度變異系數Y1、分流偏差率Y2對縱向開口總寬X1、縱向開口數量X2、撿拾粉碎裝置轉速X33個自變量的二次多項式響應面回歸模型，如式（8）、式（9）所示，并對回歸方程進行方差分析[32]，結果如表3所示。

由表3分析可知，響應面模型中的均勻度變異系數 Y1、分流偏差率 Y2模型 P＜0.000 1，表明回歸模型極顯著；失擬項P＞0.05（分別為0.091 4、0.250 2），表明回歸方程擬合度高；其決定系數 R2值分別為0.954 2和 0.982 9，表示這 2個模型可以解釋 95%以上的評價指標。因此，秸稈分流還田裝置工作參數可以用該模型來優化。

表3 回歸方程方差分析Table 3 Variance analysis of regression equation

各參數對回歸方程的影響作用可以通過 P值大小反應，均勻度變異系數Y1模型中有4個回歸項影響極顯著（P＜0.01），分別為有 2個回歸項影響顯著（P＜0.05），分別為 X3、X1X2；分流偏差率 Y2模型中有 6個回歸項影響極顯著（P＜0.01），分別為 X1、有 3 個回歸項影響顯著（P＜0.05），分別為

3.2.3 因素對性能影響效應分析

由表3各因素F值分析可知[33]，4個因素對均勻度變異系數影響顯著性順序為 X2＞X1＞X3；對分流偏差率影響顯著性順序為 X1＞X2＞X3。根據回歸方程分析結果，利用Design-Expert8.0.6.1軟件繪制響應面圖，根據響應面圖考察縱向開口總寬、縱向開口數量、撿拾粉碎裝置轉速交互因素對響應值Y1、Y2的影響。

1）交互因素對均勻度變異系數的影響規律分析

縱向開口總寬、縱向開口數量、撿拾粉碎裝置轉速對響應值Y1影響的響應面曲線圖見圖10。圖10a為撿拾粉碎裝置位于中心位置（2 200 r/min）時，縱向開口總寬和縱向開口數量對均勻度變異系數Y1的交互作用的響應面圖，可以看出均勻度變異系數指標降低可以通過減小縱向開口總寬和增加縱向開口數量而實現；圖 10b為縱向開口數量位于中心位置（6個）時，縱向開口總寬和撿拾粉碎裝置轉速對均勻度變異系數Y1的交互作用的響應面圖，可以看出均勻度變異系數指標隨著縱向開口總寬的增加而增加，隨著撿拾粉碎裝置轉速的增加而先增加后減少；圖10c為縱向開口總寬位于中心位置（800 mm）時，縱向開口數量和撿拾粉碎裝置轉速對均勻度變異系數Y1的交互作用的響應面圖，可以看出均勻度變異系數指標隨著縱向開口數量的增加而減小，隨著撿拾粉碎裝置轉速的增加而先增加后減少。

圖10 交互作用對均勻度變異系數和分流偏差率的影響Fig.10 Effects of interactive factors on variable coefficient of uniformity and deviation rate of distribution

總體影響趨勢為：縱向開口總寬越小、縱向開口數量越多，均勻度變異系數越小，而撿拾粉碎裝置轉速增加時均勻度變異系數先增加后減少。主要原因是：當縱向開口總寬減小時，入土秸稈量越多，粉碎后在同一測量點聚集的可能性越小，更容易分布均勻；當縱向開口數量增加時，進入輸送裝置的稻秸在橫向分布越均勻；當撿拾粉碎裝置轉速增加時，入土秸稈量減少導致均勻度變異系數增加，當撿拾粉碎裝置轉速繼續增加時，風場對入土碎秸的吹散作用占主要因素，則均勻度變異系數減小。

2）交互因素對分流偏差率的影響規律分析

縱向開口總寬、縱向開口數量、撿拾粉碎裝置轉速對響應值Y2影響的響應面曲線圖見圖10。圖10d為撿拾粉碎裝置轉速位于中心位置（2 200 r/min）時，縱向開口總寬和縱向開口數量對分流偏差率Y2的交互作用的響應面圖，可以看出分流偏差率指標降低可以通過減小縱向開口總寬實現，而當縱向開口總寬較大時，減少縱向開口數量可以降低分流偏差率，當縱向開口總寬較小時，減少縱向開口數量對分流偏差率的改變為先減小后增加；圖10e為縱向開口數量位于中心位置（6個）時，縱向開口總寬和撿拾粉碎裝置轉速對分流偏差率Y2的交互作用的響應面圖，可以看出分流偏差率指標降低可以通過減小縱向開口總寬實現，而當縱向開口總寬較大時，減少撿拾粉碎裝置轉速可以降低分流偏差率，當縱向開口總寬較小時，減少撿拾粉碎裝置轉速對分流偏差率的改變為先減小后增加；圖10f為縱向開口總寬位于中心位置（800 mm）時，縱向開口數量和撿拾粉碎裝置轉速對分流偏差率Y2的交互作用的響應面圖，可以看出分流偏差率的減小可通過減少縱向開口數量和撿拾粉碎裝置轉速實現。

總體影響趨勢為：縱向開口總寬越小，分流偏差率越小，當縱向開口總寬較大時，減少縱向開口數量可降低分流偏差率，當縱向開口總寬較小時，減少縱向開口數量對分流偏差率的改變為先減小后增加。主要原因是：增加縱向開口總寬、縱向開口數量、撿拾粉碎裝置轉速均能夠增加稻秸覆蓋率，當覆蓋率大于60%時，分流偏差率增加，當覆蓋率低于50%時，分流偏差率同樣增加，只有當各因素取值相互協調時分流偏差率才能處于較低水平。

4 參數優化與驗證

為達到最佳稻秸分流性能，按照均勻度變異系數最小、分流偏差率最小的要求作為優化目標，對縱向開口總寬、縱向開口數量和撿拾粉碎裝置轉速進行優化研究[34]。運用Design-Expert8.0.6.1軟件對建立的 2個指標的全因子二次回歸模型最優化求解，約束條件為：1）目標函數：minY1；minY2；2）變量區間：-1≤Xj≤1，其中 j=1，2，3。根據2個指標的重要性，設置均勻度變異系數和分流偏差率的權重分配集 W=[0.5 0.5]。優化后得到的各因素最優參數為縱向開口總寬600 mm，縱向開口數量7.41個，撿拾粉碎裝置轉速1 900 r/min，優化得出的最優均勻度變異系數為14.76%，分流偏差率為 0.0027%。根據優化結果，將縱向開口數量 X2值設為 7，其他條件不變，再次用軟件求優，優化參數結果為縱向開口總寬600 mm，縱向開口數量7個，撿拾粉碎裝置轉速1 900 r/min，優化得出的最優均勻度變異系數為18.75%，分流偏差率為-0.33%。分析結果結合試驗觀測可知：當縱向開口總寬為 600 mm時，分流偏差率已達到最低值0，再降低縱向總寬反而會因通道過窄導致分流偏差率上升；撿拾粉碎裝置轉速1 900 r/min為設計參數最低值，再降低轉速會因稻秸粉碎不徹底和拋射速度過慢而導致分流裝置擁堵，因此可以采用上述分析結果進行模型驗證。

為驗證模型預測的準確性，采用上述參數在江蘇省農科院六合試驗基地進行3次重復試驗，取3次試驗的平均值作為試驗驗證值。試驗結果為均勻度變異系數19.68%，分流偏差率0，與優化后理論值的絕對誤差分別為0.93個百分點和0.33個百分點，可以看出Y1、Y2的理論值與實際值非常接近，驗證了模型的準確性。

在此參數下課題組進行了實地播種，并對小麥長勢進行了為期半年的持續跟蹤，如圖11所示，經實踐可知小麥播種順暢，播種量為 180 kg/hm2，種子千粒質量為49.9 g，基本苗數為每公頃3.13×106，出苗率為86.8%，說明現有秸稈分流還田裝置與參數能夠滿足小麥生產實際應用需求。

圖11 小麥播種及其長勢跟蹤Fig.11 Wheat seeding and growth monitoring

5 結論與討論

1）本文提出了稻麥輪作區全量稻秸部分入土還田、部分覆蓋還田的小麥播種模式，設計了 4種不同結構形式的秸稈分流還田裝置，通過對比試驗，優選出一種弧形板縱向開口結構為秸稈分流還田裝置最佳結構。

2）采用Box-Benhnken試驗方法進行回歸分析可知，秸稈分流還田裝置的縱向開口總寬、縱向開口數量和撿拾粉碎裝置轉速對均勻度變異系數影響顯著順序依次為縱向開口數量、縱向開口總寬、撿拾粉碎裝置轉速；各因素對分流偏差率影響顯著順序依次為縱向開口總寬、縱向開口數量、撿拾粉碎裝置轉速。

3）秸稈分流還田裝置最優工作參數組合為縱向開口總寬 600 mm，縱向開口數量 7個，撿拾粉碎裝置轉速1 900 r/min，性能試驗結果為均勻度變異系數為19.68%，分流偏差率為0，與優化后理論值的絕對誤差分別為0.93個百分點和0.33個百分點，驗證了模型的準確性。

由于試驗時間與自然條件限制，本試驗沒有考慮機具前進速度與稻秸含水率等對作業質量的影響。在后續試驗中將對影響分流效果的參數做進一步分析與試驗。