王金峰 高觀保 翁武雄 王金武 閆東偉 陳博聞

(東北農(nóng)業(yè)大學(xué)工程學(xué)院， 哈爾濱 150030)

0 引言

水稻是中國主要的糧食作物之一，施肥是水稻生產(chǎn)過程中一個重要作業(yè)環(huán)節(jié)，傳統(tǒng)的施肥方式是通過人工或撒肥機(jī)將顆粒肥施在土壤表層，這種施肥方式存在施肥量不穩(wěn)定、營養(yǎng)分布不均勻等問題，導(dǎo)致水稻秧苗吸肥量不一致，直接影響水稻產(chǎn)量，而且插秧排水使肥料養(yǎng)分流失污染水資源[1-2]。水田側(cè)深施肥技術(shù)是一次性將基肥和分蘗肥準(zhǔn)確、定量地施在水稻秧苗根系的側(cè)深位置，在保證單位面積產(chǎn)量的情況下，氮肥使用量相對減少20%～30%，有效提高肥料利用率，降低對水資源的污染[3-6]。

水田側(cè)深施肥裝置是水田側(cè)深施肥技術(shù)應(yīng)用的核心載體。以日本為代表的水稻移栽機(jī)械化栽培體系，機(jī)械插秧和側(cè)深施肥已實現(xiàn)了系列化和標(biāo)準(zhǔn)化，側(cè)深施肥裝置普遍采用機(jī)械結(jié)構(gòu)排肥和氣力輸肥的方式進(jìn)行施肥。氣力輸肥系統(tǒng)基本采用正壓風(fēng)送式，能夠滿足對顆粒肥的輸送。在排肥結(jié)構(gòu)設(shè)計上，井關(guān)、東洋、久保田等公司生產(chǎn)的側(cè)深施肥裝置主要采用直槽輪式排肥器，與傳統(tǒng)施肥方式相比，肥效利用率明顯提高，但直槽輪排肥時存在脈動現(xiàn)象，影響施肥裝置施肥均勻性；洋馬等公司生產(chǎn)的側(cè)深施肥裝置在采用更換不同孔徑排肥盤和齒輪的同時，調(diào)節(jié)齒輪轉(zhuǎn)速實現(xiàn)施肥量的調(diào)節(jié)，施肥穩(wěn)定性和施肥均勻性能夠達(dá)到國家標(biāo)準(zhǔn)的要求，但其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，安裝精度高，配件易磨損，維修困難[7-9]。隨著側(cè)深施肥技術(shù)的出現(xiàn)和應(yīng)用，國內(nèi)一些科研機(jī)構(gòu)也開展了相關(guān)研究，并取得了一定成果。黑龍江省水田機(jī)械化研究所研制了2ZTF-6型水稻側(cè)深施肥裝置，通過驅(qū)動連桿帶動排肥輪擺動，在插秧的同時實現(xiàn)間隙擺動施肥，但未解決輸肥管路堵塞的問題[10]；陳長海等[11]設(shè)計了水稻插秧機(jī)螺旋輸送式側(cè)深施肥裝置，可將顆粒肥強(qiáng)施于泥漿中，但其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且必須與拖板式插秧機(jī)配套使用才能完成施肥；左興健等[12]設(shè)計了風(fēng)送式水稻側(cè)深精準(zhǔn)施肥裝置，采用電動機(jī)驅(qū)動排肥、風(fēng)送輸肥的原理，通過全球定位系統(tǒng)數(shù)據(jù)計算得到車體行進(jìn)速度，根據(jù)車速變化實時調(diào)整施肥量，但其穩(wěn)定性與可靠性還有待進(jìn)一步檢測。由此可見，國內(nèi)對水田側(cè)深施肥裝置的研究還處于模仿與探索階段，對水田側(cè)深施肥裝置關(guān)鍵部件的理論分析較少，影響了水田側(cè)深施肥技術(shù)在中國水稻產(chǎn)區(qū)的推廣和應(yīng)用。

針對我國現(xiàn)階段水田側(cè)深施肥裝置存在的技術(shù)問題，本文設(shè)計一種水田側(cè)深施肥裝置，通過在高速插秧機(jī)上添加連接部件，實現(xiàn)與不同品牌和型號的插秧機(jī)配套使用。該裝置采用電動機(jī)驅(qū)動排肥、氣力輸肥的原理，通過對關(guān)鍵部件排肥器和氣力輸送系統(tǒng)的設(shè)計與分析，確定影響施肥裝置排肥性能的各項參數(shù)。通過臺架試驗對施肥裝置的排肥性能進(jìn)行優(yōu)化與驗證，達(dá)到定量供肥和均勻排肥的目的。

1 水田側(cè)深施肥的農(nóng)藝要求

水田側(cè)深施肥裝置與高速插秧機(jī)配套，在水稻機(jī)械插秧的同時，一次性將基肥和分蘗肥準(zhǔn)確、定量地施在距離水稻秧苗根系一側(cè)3～5 cm和深度5 cm處的側(cè)深位置。為了適應(yīng)黑龍江省寒地稻作區(qū)不同水稻品種、不同株距和不同作業(yè)時期的施肥量需求，要求水田側(cè)深施肥裝置施肥量的調(diào)節(jié)范圍為150～930 kg/hm2，插秧機(jī)前進(jìn)速度為0.7～1.3 m/s[1,4]。

2 施肥裝置結(jié)構(gòu)與工作原理

水田側(cè)深施肥裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包括肥箱、電動機(jī)、離合器、排肥器、傳動軸、支撐架和氣力輸送系統(tǒng)。氣力輸送系統(tǒng)整體固定于支撐架，與3個排肥器下端相通，排肥器上端通過螺栓固接于支撐架，肥箱由3個相通的子肥箱組成，每個子肥箱下端分別與對應(yīng)的排肥器上端通過螺栓固接，離合器安裝于支撐架，用于連接傳動軸和排肥器，傳動軸將3組排肥器和離合器串聯(lián)在一起，電動機(jī)固定于支撐架一側(cè)，與傳動軸一端連接，支撐架通過螺栓或其他連接固件與不同品牌、不同型號插秧機(jī)配套使用。

圖1 水田側(cè)深施肥裝置結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Structure diagram of deep side fertilizing device in paddy fields1.氣力輸送系統(tǒng) 2.離合器 3.排肥器 4.傳動軸 5.支撐架 6.電動機(jī) 7.肥箱

水田側(cè)深施肥裝置采用電動機(jī)驅(qū)動排肥、氣力輸肥的工作原理。作業(yè)時，將施肥裝置安裝于高速插秧機(jī)，開啟電動機(jī)帶動傳動軸轉(zhuǎn)動，接合離合器，傳動軸帶動排肥器進(jìn)行排肥，通過控制電動機(jī)的轉(zhuǎn)速實現(xiàn)施肥量的調(diào)節(jié)，排肥器排出的顆粒肥在氣力輸送系統(tǒng)產(chǎn)生的氣流和自身重力的雙重作用下完成施肥。

3 關(guān)鍵部件分析與設(shè)計

排肥器與氣力輸送系統(tǒng)作為水田側(cè)深施肥裝置的兩個關(guān)鍵部件，其各項參數(shù)將直接影響施肥裝置的排肥性能，因此，本文通過理論分析的方法對關(guān)鍵部件排肥器與氣力輸送系統(tǒng)進(jìn)行設(shè)計與分析。

3.1 排肥器

3.1.1結(jié)構(gòu)及工作原理

排肥器結(jié)構(gòu)如圖2所示。主要包括毛刷、上殼體、下殼體、排肥輪、限位板、鎖緊扣、清肥擋板和離合器從動套筒。排肥器為雙行排肥結(jié)構(gòu)，上殼體與支撐架通過螺栓固接，在上殼體前端安裝有可調(diào)節(jié)毛刷，下殼體與上殼體通過鎖緊扣扣合在一起，下殼體與氣力輸送系統(tǒng)管路相通，下殼體后端設(shè)有清肥口，清肥口處安裝有清肥擋板，并由自鎖手柄控制其開合，排肥輪通過花鍵與離合器從動套筒固套在一起，在限位板和下殼體共同作用下限制排肥輪軸向移動。作業(yè)時，先將鎖緊扣和清肥擋板處于閉合狀態(tài)，然后接合離合器，傳動軸帶動排肥輪轉(zhuǎn)動進(jìn)行排肥，排肥完成后，斷開離合器，排肥輪與傳動軸隨之分離，停止排肥，依次打開清肥擋板和鎖緊扣，將排肥器上殼體與下殼體分離，對施肥裝置進(jìn)行清肥，完成作業(yè)。

圖2 排肥器結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2 Structure diagrams of fertilizer feeder1.上殼體 2.離合器從動套筒 3.鎖緊扣 4.清肥擋板 5.下殼體 6.限位板 7.毛刷 8.排肥輪

3.1.2基本結(jié)構(gòu)參數(shù)

由于直槽式排肥輪具有結(jié)構(gòu)簡單、制作成本低等特點，國內(nèi)現(xiàn)有排肥器大多采用直槽式排肥輪，但直槽式排肥輪工作時，排肥輪轉(zhuǎn)到凹槽處排出的肥量較多，齒脊處排出的肥量較少，顆粒肥呈明顯的脈動現(xiàn)象，排肥均勻性較差[13-14]。為了克服以上問題，本文將直槽式排肥輪改進(jìn)為螺旋式排肥輪，沿均布在圓柱面的若干螺旋線開設(shè)環(huán)型淺槽，排肥輪中心設(shè)主軸孔，從而保證顆粒肥在排肥口處不是整槽排下，而是隨著排肥輪的轉(zhuǎn)動，順著凹槽的旋轉(zhuǎn)方向不間斷連續(xù)排出。應(yīng)用3D打印機(jī)打印成型的排肥輪如圖3所示。

圖3 排肥輪實物圖Fig.3 Physical picture of fertilizer wheel

排肥輪的外徑、槽數(shù)和轉(zhuǎn)速是影響施肥量的重要因素。當(dāng)施肥量一定時，排肥輪直徑過大，轉(zhuǎn)速和有效工作長度需要相應(yīng)減小，施肥均勻性隨之降低，同時還會導(dǎo)致排肥器結(jié)構(gòu)尺寸變大，增加整機(jī)質(zhì)量；排肥輪直徑過小，其上均布的槽數(shù)就會相應(yīng)減小，為滿足一定的施肥量調(diào)節(jié)范圍，就必須提高排肥輪的轉(zhuǎn)速，當(dāng)排肥輪轉(zhuǎn)速過大時，不僅會增加顆粒肥的磨損率，夾帶顆粒肥回轉(zhuǎn)的現(xiàn)象嚴(yán)重，而且排肥輪轉(zhuǎn)經(jīng)充肥區(qū)的時間變短，凹槽內(nèi)的顆粒肥充滿系數(shù)隨之降低，影響施肥穩(wěn)定性[13-15]。因此，根據(jù)水田側(cè)深施肥的農(nóng)藝要求，結(jié)合裝置結(jié)構(gòu)，設(shè)計排肥輪的外徑為60 mm，槽數(shù)為8個，有效工作長度為35 mm。

為保證排肥輪排肥的連續(xù)性，相鄰2個凹槽所在螺旋線至少保證首尾相交，即在前一個凹槽末端排完肥的同時，保證下一個凹槽的前端已經(jīng)開始排肥。在排肥輪的外緣半徑、槽數(shù)和有效工作長度已知的情況下，螺旋角的取值范圍應(yīng)為

(1)

其中

P0=2πR/Z

式中α——凹槽螺旋角，(°)

P0——凹槽節(jié)距，mm

L0——凹槽有效工作長度，mm

Z——凹槽槽數(shù)

R——排肥輪外緣半徑，mm

螺旋角的大小影響顆粒肥運動的軸向速度和周向速度。隨著螺旋角的增大，顆粒肥的軸向速度會先增大后減小，周向速度會逐漸增大，當(dāng)周向速度大于軸向速度時有利于顆粒肥從凹槽中順利排出；但隨著螺旋角的增大，凹槽夾帶顆粒肥回轉(zhuǎn)的現(xiàn)象隨之愈加明顯[14-16]。在保證排肥輪不間斷排肥的基礎(chǔ)上，排肥輪凹槽的螺旋角應(yīng)越小越好。將排肥輪的外緣半徑、槽數(shù)和有效工作長度代入式(1)得到凹槽螺旋角最小取值為33.95°，對其進(jìn)行圓整，排肥輪凹槽螺旋角設(shè)計為34°。

3.1.3理論供肥模型

排肥輪凹槽段截面如圖4所示，凹槽段截面為“L”型輪廓，由一條法向線段、一條切向線段和一段圓心角為90°的圓弧組成，圓弧的半徑r大于顆粒肥半徑。則單個“L”型充肥凹槽的填充截面積S0為球冠面積S1、直角梯形面積S2、球冠面積S3、三角形面積S4、扇形面積S5之和，即

S0=S1+S2+S3+S4+S5

(2)

其中

式中φ、ψ——圓心角，(°)

q——切向線段長度，mm

p——法向線段長度，mm

圖4 排肥輪填充區(qū)域示意圖Fig.4 Schematic diagrams of fertilizer wheel fill area

由外槽輪式排肥器的工作過程可知，當(dāng)排肥輪轉(zhuǎn)動時，進(jìn)入凹槽內(nèi)的顆粒肥在排肥輪槽齒的強(qiáng)制推動下經(jīng)排肥口排出，稱為強(qiáng)制層；處于排肥輪外緣厚度為C0的一層顆粒肥受到其他顆粒肥和槽齒凸尖部位的間斷性擠壓作用后，在排肥輪外緣與毛刷之間以相對較低的速度被排出，稱為帶動層[17]。則排肥輪每轉(zhuǎn)的排肥量為

q0=q1+q2

(3)

其中

q1=λσL0ZS0q2=2πσRL0Cn

式中λ——凹槽內(nèi)顆粒肥充滿系數(shù)

σ——顆粒肥容重，kg/m3

Cn——帶動層特性系數(shù)

3.1.4排肥器工作過程分析

如圖5所示，排肥器的工作過程包括充肥、護(hù)肥和排肥3個階段，對應(yīng)的圓心角分別為θ1、θ2、θ3。本文主要對充肥和排肥2個階段進(jìn)行理論分析，探究排肥器結(jié)構(gòu)與運行參數(shù)對裝置施肥性能的影響規(guī)律。

圖5 排肥器3個階段示意圖Fig.5 Diagram of three stages of fertilizer feeder

3.1.4.1充肥階段

充肥階段主要發(fā)生在充肥區(qū)，充肥區(qū)對應(yīng)的圓心角為θ1，稱為充肥包角。肥料進(jìn)入凹槽的時間是影響充肥性能的主要因素之一，當(dāng)其他參數(shù)一定時，隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大，凹槽轉(zhuǎn)經(jīng)充肥包角的時間變短，即充肥的時間會相應(yīng)減小，導(dǎo)致凹槽內(nèi)顆粒肥的充滿系數(shù)降低，影響施肥穩(wěn)定性[18-20]。因此，需要對充肥階段進(jìn)行理論分析，探究排肥器充肥包角與排肥輪轉(zhuǎn)速的關(guān)系。

取一單粒顆粒肥M為研究對象，假設(shè)M只沿排肥輪外緣做相對滑動，在研究最初時刻獲得與排肥輪外緣相同的線速度。本文選取排肥輪建立動參考系Ox′y′z′，排肥器殼體建立定參考系Oxyz，對M進(jìn)入凹槽之前的一般位置進(jìn)行受力分析，如圖6所示。M受力有重力G、滑動摩擦力f、排肥輪外緣對M的支撐力N1、牽連慣性力Fe以及科氏力Fc。其動力學(xué)方程為

FM=G+Fe+Fc+N1+f

(4)

式中R′——M質(zhì)心所在半徑，m

ω——排肥輪角速度，rad/s

μ——M與排肥輪之間的摩擦因數(shù)

ω0——M沿排肥輪外緣的相對角速度，rad/s

vr——M沿排肥輪外緣相對速度，m/s

圖6 顆粒肥進(jìn)入凹槽之前受力分析Fig.6 Force analysis of granular fertilizer before entering groove

在其他顆粒肥及排肥輪外緣的作用下，M運動的角速度ω0很小，此處牽連慣性力Fe的大小可忽略不計。在M相對運動軌跡的切線方向和法線方向建立力學(xué)平衡方程式

marτ=μN1-Gcosβ

(5)

marn=Gsinβ-2mωvr-N1

(6)

式中β——M質(zhì)心所在半徑與水平方向夾角，(°)

arτ——切向加速度，m/s2

arn——法向加速度，m/s2

假設(shè)M只沿排肥輪外緣做相對滑動運動，因此，arn=0，arτ=dvr/dt=d2sr/dt2。聯(lián)立式(5)、(6)得到t時刻M沿排肥輪外緣運動的相對速度為

(7)

凹槽正常充肥情況下，M的絕對速度va、排肥輪外緣切向速度ve、M沿排肥輪外緣相對速度vr三者方向共線，且ve大于vr，va方向與ve相同，則va、ve和vr三者的關(guān)系為

va=ve-vr

(8)

圖7 顆粒肥進(jìn)入凹槽的過程分析Fig.7 Process analysis of granular fertilizer into groove

M沿著排肥輪外緣以相對速度vr滑動，一旦遇到凹槽就會落入槽中。假設(shè)t1時刻，M在M1位置開始落入凹槽，忽略其他顆粒肥對M的影響，M將與排肥輪短暫分離，在自身重力的作用下，做初速度為va的拋物線運動；排肥輪旋轉(zhuǎn)一定角度后，t2時刻，M落入槽中，完成充肥過程，其運動過程如圖7所示。為得到θ1內(nèi)凹槽完成充肥過程時排肥輪轉(zhuǎn)速的可調(diào)范圍，本文分析M在參考系Oxyz第一象限時，從M1位置落入到凹槽最低處M2位置的運動規(guī)律。沿x、y軸建立其運動學(xué)方程式

(9)

vasinβ1Δt=R1cosβ1-R2cosβ2

(10)

其中β2=θ0+Δθ+δR2=R-p-r+e′

式中e′——M的半徑，m

n——排肥輪轉(zhuǎn)速，r/min

R1——t1時刻M質(zhì)心所在半徑，m

R2——t2時刻M質(zhì)心所在半徑，m

Δθ——Δt時間內(nèi)排肥輪旋轉(zhuǎn)角度，(°)

θ0——t1時刻x′軸與x軸的夾角，(°)

δ——t2時刻M質(zhì)心所在半徑與x′軸的夾角，(°)

β1——t1時刻M質(zhì)心所在半徑與x軸的夾角，(°)

β2——t2時刻M質(zhì)心所在半徑與x軸的夾角，(°)

φ——截面弧線對應(yīng)的圓心角，(°)

聯(lián)立式(9)、(10)可得

(11)

由式(11)可知，排肥輪轉(zhuǎn)過的角度Δθ與排肥輪轉(zhuǎn)速n、排肥輪的外緣半徑R、截面法線長度p、截面圓弧半徑r、截面弧線對應(yīng)的圓心角φ及初始轉(zhuǎn)角θ0有關(guān)。為求得排肥輪轉(zhuǎn)速的最大調(diào)節(jié)范圍，令θ0=0°，即凹槽前段進(jìn)入充肥區(qū)的瞬間，設(shè)定其他參數(shù)分別為：R=30 mm，e′=2 mm，p=5 mm，r=3 mm，φ=42.5°，δ=2.5°，應(yīng)用Matlab軟件繪制轉(zhuǎn)角隨排肥輪轉(zhuǎn)速的變化曲線，如圖8所示。

圖8 排肥輪轉(zhuǎn)角隨轉(zhuǎn)速的變化曲線Fig.8 Changing curve of rotation angle with rotation speed of fertilizer wheel

由圖8可知，隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大，排肥輪轉(zhuǎn)角逐漸增大。根據(jù)假設(shè)，排肥輪轉(zhuǎn)角須小于充肥包角的一半，對排肥輪轉(zhuǎn)角0°至45°對應(yīng)的曲線段進(jìn)行擬合，得到排肥輪轉(zhuǎn)速影響排肥輪轉(zhuǎn)角的方程為

Δθ=0.287 8n+1.462 7

(12)

當(dāng)轉(zhuǎn)角Δθ達(dá)到最大值45°時，由式(12)可得，排肥輪轉(zhuǎn)速為150 r/min，即排肥輪轉(zhuǎn)速的最大理論值。

3.1.4.2排肥階段

當(dāng)凹槽完成充肥，經(jīng)過毛刷作用后，進(jìn)入排肥階段，排肥區(qū)對應(yīng)的圓心角為θ3，稱為排肥包角。由于凹槽有一定的螺旋角，柔性毛刷與排肥輪外緣相貼合，在理想狀況下，當(dāng)凹槽前段進(jìn)入排肥包角后，排肥輪每轉(zhuǎn)過一定角度，凹槽內(nèi)就會有相應(yīng)質(zhì)量的顆粒肥在自身重力及離心力作用下排出。并且，在前一個凹槽末端顆粒肥排盡的同時，下一個凹槽前端的顆粒肥已經(jīng)開始排出，顆粒肥不間斷從凹槽內(nèi)排出，無脈沖現(xiàn)象。由于凹槽為“L”型輪廓，其按照圓柱螺旋線生成包絡(luò)曲面，輪廓切向線段部分也隨著圓柱螺旋線的旋轉(zhuǎn)方向形成一個包絡(luò)曲面，稱為切向線段曲面；同理，輪廓法向線段部分形成的包絡(luò)曲面稱為法向線段曲面。當(dāng)排肥輪轉(zhuǎn)動時，存在部分顆粒肥沿著切向線段曲面斜向滑落，即顆粒肥在軸線方向提前產(chǎn)生位移，導(dǎo)致在后一個凹槽前端尚未排肥的情況下，前一個凹槽末端的顆粒肥已經(jīng)提前排出，形成無肥區(qū)，從而使一個排肥周期出現(xiàn)斷肥，排肥均勻性隨之降低。針對上述問題，本文對排肥過程進(jìn)行動力學(xué)分析，尋找影響顆粒肥在凹槽內(nèi)軸向滑移的變化規(guī)律。

圖9 顆粒肥滑落之前的受力分析Fig.9 Force analysis before slipping of granular fertilizer

取一單粒顆粒肥M′為研究對象，假設(shè)M′在凹槽末端的最低位置，并且相對排肥輪靜止不動，選取排肥輪建立動參考系Ox′y′z′，M′所在位置轉(zhuǎn)經(jīng)護(hù)肥包角時受力情況如圖9所示。M′受力有重力G、靜摩擦力F、切向線段曲面對M′的支撐力N2、法向線段曲面對M′的支撐力N3、牽連慣性力Fe。M′未產(chǎn)生相對位移，科氏力為零。其動力學(xué)方程為

G+Fe+F+N2+N3=0

(13)

M′開始滑動瞬間，M′沿切向線段曲面有相對運動的趨勢，M′與法向線段曲面不再接觸，即支撐力N3為零，此時M′的受力情況如圖10所示。假設(shè)M′受到的靜摩擦力方向與其即將運動形成的相對運動軌跡切線方向相同，靜摩擦力方向與其在面x′oz′投影的夾角稱為夾角γ。顯然，當(dāng)夾角γ越大，M′的相對運動軌跡越接近y′軸方向，沿z′軸的滑移量越小，反之，沿z′軸的滑移量越大。因此，需要通過理論分析，探究影響夾角γ大小的因素，得到夾角γ的變化規(guī)律。將式(13)分別在x′、y′、z′軸上投影，得到方程式

圖10 顆粒肥滑動瞬間的受力分析Fig.10 Force analysis at moment of slipping of granular fertilizer

(14)

Gsinφ-Fsinγ=0

(15)

Fcosγcosα-N2sinα=0

(16)

其中

Fe=mR2ω2

式中φ——x′軸與x軸夾角，(°)

由式(14)～(16)聯(lián)立可得

(17)

由式(17)可知，夾角γ的大小與排肥輪轉(zhuǎn)速n、螺旋角α、顆粒肥開始滑動的初始角度φ、排肥輪的外緣半徑R、截面法線長度p及截面圓弧半徑r有關(guān)。設(shè)定其他參數(shù)分別為：R=30 mm，e′=2 mm，p=5 mm，r=3 mm，φ=45°，α=34°，應(yīng)用Matlab軟件繪制夾角γ隨排肥輪轉(zhuǎn)速n的變化曲線，如圖11所示。

圖11 夾角隨排肥輪轉(zhuǎn)速的變化曲線Fig.11 Changing curve of inclusion angle with rotation speed of fertilizer wheel

由圖11可知，夾角γ隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大逐漸增大。排肥輪轉(zhuǎn)速為0～50 r/min時，夾角γ變化平緩，排肥輪轉(zhuǎn)速對夾角γ影響較??；當(dāng)排肥輪轉(zhuǎn)速大于50 r/min時，夾角γ變化較快，排肥輪轉(zhuǎn)速對夾角γ影響較大。由此可見，適當(dāng)增大排肥輪轉(zhuǎn)速有助于進(jìn)一步提高施肥裝置的施肥均勻性。

通過對排肥器充肥和排肥兩個階段的理論分析，得到排肥器結(jié)構(gòu)及運動參數(shù)影響轉(zhuǎn)角Δθ和夾角γ的數(shù)學(xué)模型，為進(jìn)一步提高螺旋式槽輪排肥器的施肥性能提供了理論參考。

3.2 氣力輸送系統(tǒng)

在水田作業(yè)環(huán)境中，根據(jù)顆粒肥重力或傳統(tǒng)機(jī)械結(jié)構(gòu)進(jìn)行排肥的方式效果不佳，顆粒肥易潮解，粘附在施肥管內(nèi)壁，其流動性降低甚至堵塞施肥管[10-12]。為解決上述問題，施肥裝置采用開放式氣力輸肥原理進(jìn)行輔助施肥。

3.2.1氣力輸送系統(tǒng)結(jié)構(gòu)與工作原理

氣力輸送系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖12所示，主要包括風(fēng)機(jī)、主風(fēng)管、三通管、輸肥管、密封圈、密封蓋、密封墊、風(fēng)速調(diào)節(jié)開關(guān)，其中三通管又包括進(jìn)風(fēng)口圓筒段、收縮段、喉部、進(jìn)肥口和出風(fēng)口圓筒段。風(fēng)機(jī)掛接于支撐架左側(cè)板，通過密封墊與主風(fēng)管始端相通，并由鎖緊扣控制其開合，主風(fēng)管穿過支撐架中間立板，末端由密封蓋扣合，并固接于支撐架右側(cè)板，6支三通管的進(jìn)風(fēng)口圓筒段通過密封圈分別與主風(fēng)管插配在一起，三通管的出風(fēng)口圓筒段與輸肥管進(jìn)行裝配。

系統(tǒng)工作時，風(fēng)機(jī)產(chǎn)生具有一定風(fēng)速的壓縮氣體流經(jīng)主風(fēng)管進(jìn)入6支三通管的進(jìn)風(fēng)口圓筒段，緊接著進(jìn)入三通管的收縮段，由于三通管的上端進(jìn)肥口與排肥器形成較好的密封空間，氣流不會由三通管的進(jìn)肥口排出，而是進(jìn)入出風(fēng)口圓筒段，同時由進(jìn)肥口落入三通管的顆粒肥與氣體混合一同進(jìn)入輸肥管，顆粒肥在氣流和自身重力的雙重作用下沿著管道方向落入施肥靴已劃出的溝槽內(nèi)。

圖12 氣力輸送系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖Fig.12 Structure diagrams of pneumatic conveying system1.主風(fēng)管 2.密封圈 3.三通管 4.密封蓋 5.輸肥管 6.密封墊 7.風(fēng)機(jī) 8.風(fēng)速調(diào)節(jié)開關(guān) 9.進(jìn)風(fēng)口圓筒段 10.收縮段 11.喉部 12.進(jìn)肥口 13.出風(fēng)口圓筒段

3.2.2氣力輸送系統(tǒng)主要設(shè)計參數(shù)

氣力輸送系統(tǒng)的主要設(shè)計參數(shù)包括輸送率、混合濃度比、輸送氣流速度、輸送風(fēng)量、風(fēng)機(jī)的選型和輸送管路內(nèi)徑[21-22]。

水田側(cè)深施肥裝置需要與高速插秧機(jī)配套，以六行高速插秧機(jī)為例，假設(shè)其作業(yè)速度為0.7～1.3 m/s，作業(yè)幅寬為1.8 m，則作業(yè)效率為0.45～0.84 hm2/h，按最大作業(yè)效率0.84 hm2/h、黑龍江省稻作區(qū)常規(guī)側(cè)深施肥施肥量450 kg/hm2計算，可知水田側(cè)深施肥裝置的肥料輸送率W為378 kg/h。

混合濃度比是氣力輸送系統(tǒng)的一個重要參數(shù)，計算式為

(18)

式中μ′——混合濃度比

Gs——輸送肥料的質(zhì)量流量，kg/h

G0——氣體質(zhì)量流量，kg/h

在相同的輸送率情況下，混合濃度比越大，越有利于提高輸送能力，相應(yīng)管徑和單位功率消耗越小。隨著混合濃度比的增大，輸肥管易產(chǎn)生堵塞,系統(tǒng)壓力損失增加，需要風(fēng)機(jī)提供較高的風(fēng)壓。因此，應(yīng)根據(jù)肥料的物理性質(zhì)、輸送方式以及輸送條件等情況，選定或調(diào)整合適的混合濃度比。由于水田側(cè)深施肥裝置氣源壓力較低，輸送率較小，混合濃度比μ′取1.2[21-22]。

輸送氣流速度v′計算式為

v′=KvL

(19)

式中vL——顆粒肥的懸浮速度，m/s

K——速度系數(shù)(一般為1.5～2.5，與混合濃度比和管道復(fù)雜性有關(guān))

輸送氣流速度越大則顆粒肥在輸肥管內(nèi)分布越均勻，肥料輸送越順利，但功率消耗會隨之增大，增加顆粒肥破損，降低顆粒肥的緩釋效應(yīng)，增加成本；輸送氣流速度越低，顆粒肥就會越接近下半部管壁，當(dāng)輸送氣流速度低于顆粒肥的沉降速度時，會產(chǎn)生顆粒肥沉積甚至阻塞管路的問題，影響顆粒肥的正常輸送[21-22]。因此，需要設(shè)置一個適宜輸送顆粒肥的最佳輸送氣流速度。通過懸浮試驗，實測得到懸浮速度vL為8.27 m/s。由于水田側(cè)深施肥裝置所用顆粒肥密度較大，風(fēng)送輸肥管道采用標(biāo)準(zhǔn)的鋼絲骨架塑料軟管，輸肥管在使用過程中呈高低起伏的彎曲狀態(tài)以及施肥裝置工作環(huán)境濕度較大，因此選取較高速度系數(shù)，K為2[21-22]。由式(19)得出輸送氣流速度v′為16.54 m/s。

輸送風(fēng)量Q計算式為

(20)

式中ρ——空氣容重，取1.2 kg/m3

由式(20)得出輸送風(fēng)量Q理論值為263 m3/h，因為輸送系統(tǒng)不可避免存在一定的漏風(fēng)量，一般應(yīng)增加10%左右的裕量[21]，因此要求風(fēng)機(jī)輸送風(fēng)量Q′至少滿足290 m3/h。

根據(jù)輸送風(fēng)量、輸送氣流速度及工作條件，本文研究的水田側(cè)深施肥裝置選用工作電壓為12 V、功率為72 W的可調(diào)速離心風(fēng)機(jī)，為3個排肥器提供輸送風(fēng)量。

輸送管路內(nèi)徑應(yīng)按空氣消耗量和輸送物料特點來確定，當(dāng)輸送風(fēng)量及輸送氣流速度確定時，管路內(nèi)徑計算式為

(21)

水田側(cè)深施肥裝置風(fēng)送輸肥管路主要包括主風(fēng)管、三通管和輸肥管。風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的風(fēng)先進(jìn)入主風(fēng)管，輸送風(fēng)量為Q1，輸送氣速為v′1，管徑為d1，橫截面面積為A1；由于主風(fēng)管的一端為封閉狀態(tài)，主風(fēng)管道的氣流進(jìn)入6支三通管，氣流開始與顆粒肥混合，輸送風(fēng)量為Q2，輸送速度為v′2，管徑為d2，橫截面面積為A2；氣流與顆粒肥混合后進(jìn)入輸肥管，輸送風(fēng)量為Q3，輸送速度為v′3，管徑為d3，橫截面面積為A3。按照裝配關(guān)系可知：d1>d3>d2，其中主風(fēng)管需要與風(fēng)機(jī)出風(fēng)口孔徑配合，取d1為70 mm。假設(shè)輸送過程中總風(fēng)量保持不變，由輸送風(fēng)量關(guān)系Q′=6v′2A2=6v′3A3可得，v′2>v′3，當(dāng)v′3=v′時，由式(21)可得d3=32.15 mm，為保證能夠正常輸送肥料，要求v′3>v′，因此選擇內(nèi)徑為32 mm的標(biāo)準(zhǔn)鋼絲骨架塑料軟管，則需要與輸肥管插配的三通管外徑為32 mm，內(nèi)徑d2為24 mm。

為盡量避免氣力輸送系統(tǒng)出現(xiàn)氣體泄漏，依據(jù)經(jīng)典文丘里效應(yīng)對三通管進(jìn)行設(shè)計。由于管徑變小，進(jìn)入收縮段的氣流速度逐漸增大，經(jīng)過喉部后，在進(jìn)肥口附近會形成一定負(fù)壓，從而保證進(jìn)肥口無氣體泄漏，其結(jié)構(gòu)如圖12所示。為保證最大排肥量時，顆粒肥能夠順利通過三通管進(jìn)入輸肥管，設(shè)計進(jìn)肥口a為24 mm，b為30 mm，收縮段的收縮角α*為21°，喉部高度h為16.5 mm，喉部長度c為16.5 mm，整體長度s為128 mm[23-26]。

4 試驗優(yōu)化與分析

依據(jù)NY/T 1003—2006《施肥機(jī)械質(zhì)量評價技術(shù)規(guī)范》，運用試驗設(shè)計與分析的方法對水田側(cè)深施肥裝置的施肥穩(wěn)定性和施肥均勻性進(jìn)行研究。采用單因素試驗的方法分別測得排肥輪轉(zhuǎn)速、前進(jìn)速度、風(fēng)機(jī)風(fēng)速的適宜取值范圍，通過二次正交旋轉(zhuǎn)組合試驗分析影響因素分別與施肥均勻性的施肥量均值和施肥均勻性的變異系數(shù)之間關(guān)系。

4.1 試驗材料與方法

試驗地點為東北農(nóng)業(yè)大學(xué)排種性能實驗室，時間為2017年7月，環(huán)境溫度25℃，環(huán)境濕度35%，試驗材料為黑龍江省稻作區(qū)側(cè)深施肥專用肥，其粒徑2～5 mm，容重1.33×103kg/m3，含水率17.8%，自然休止角32.2°。

依據(jù)NY/T 1003—2006《施肥機(jī)械質(zhì)量評價技術(shù)規(guī)范》，施肥穩(wěn)定性測定為靜態(tài)試驗，不考慮插秧機(jī)前進(jìn)速度，分析水田側(cè)深施肥裝置不同排肥輪轉(zhuǎn)速下相同時間內(nèi)排肥量的變化規(guī)律；施肥均勻性測定為動態(tài)試驗，沿機(jī)具前進(jìn)方向按100 mm長度連續(xù)等分不少于30段的距離，分別收集落在各小段內(nèi)的顆粒肥并稱量其質(zhì)量。施肥穩(wěn)定性和施肥均勻性由施肥量的均值、標(biāo)準(zhǔn)差和變異系數(shù)衡量。

(22)

標(biāo)準(zhǔn)差S為

(23)

變異系數(shù)V為

(24)

式中Xi——測定施肥穩(wěn)定性時表示相同時間內(nèi)排出顆粒肥的質(zhì)量；測定施肥均勻性時表示每小段內(nèi)落入的顆粒肥質(zhì)量，g

m——測定次數(shù)

試驗裝置主要由顆粒肥收集器、水田側(cè)深施肥裝置和JPS-12型排種性能檢測試驗臺組成，如圖13所示。試驗時，將自制每小段長度為100 mm、總長度為4 000 mm的肥料收集器放置在傳送帶上，用于施肥均勻性測定時收集施肥裝置下落的顆粒肥，利用無級調(diào)速器控制風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速，風(fēng)速儀測量風(fēng)機(jī)排風(fēng)口風(fēng)速，然后通過調(diào)節(jié)JPS-12型排種試驗臺電動機(jī)變頻器頻率，控制傳送帶(顆粒肥收集器)相對于水田側(cè)深施肥裝置反向運動，模擬水田側(cè)深施肥裝置前進(jìn)速度。

圖13 水田側(cè)深施肥裝置試驗臺Fig.13 Test bed of adjustable blades deep-side fertilizing device1.水田側(cè)深施肥裝置 2. JPS-12型排種性能檢測試驗臺 3.顆粒肥收集器

4.2 試驗結(jié)果與分析

4.2.1施肥穩(wěn)定性

施肥穩(wěn)定性測定時，肥箱為滿肥狀態(tài)，肥量低于肥箱容積1/4時停止試驗。用電子天平稱量排肥輪轉(zhuǎn)速分別為10、20、30、40、50、60、70、80 r/min時施肥裝置10 s內(nèi)排出的顆粒肥質(zhì)量，重復(fù)5次，由式(22)～(24)計算施肥穩(wěn)定性排肥量均值y1和施肥穩(wěn)定性變異系數(shù)y2。試驗結(jié)果如表1所示。

應(yīng)用Design-Expert軟件對表1試驗結(jié)果進(jìn)行方差分析，表明排肥輪轉(zhuǎn)速對施肥穩(wěn)定性施肥量均值和施肥穩(wěn)定性變異系數(shù)的模型顯著，擬合得到排肥輪轉(zhuǎn)速影響施肥穩(wěn)定性施肥量均值和施肥穩(wěn)定性變異系數(shù)的回歸方程分別為

y1=16.88+1.74x1

(25)

(26)

表1 不同排肥輪轉(zhuǎn)速下的施肥穩(wěn)定性性能Tab.1 Measurement of fertilization stability at different rows of fertilizer wheel speed

由式(25)、(26)可知，在一定范圍內(nèi)，如果想要得到較小的施肥穩(wěn)定性施肥量均值，需要通過降低排肥輪的轉(zhuǎn)速來實現(xiàn)，但施肥穩(wěn)定性變異系數(shù)會隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的降低而增大。為達(dá)到最小施肥量為150 kg/hm2的農(nóng)藝要求，假設(shè)插秧機(jī)行走速度為1 m/s，則排肥輪轉(zhuǎn)速為16.15 r/min，施肥穩(wěn)定性變異系數(shù)為4.71%，滿足NY/T 1003—2006《施肥機(jī)械質(zhì)量評價技術(shù)規(guī)范》中施肥穩(wěn)定性變異系數(shù)小于7.8%的要求，說明該施肥裝置的施肥穩(wěn)定性較好。

4.2.2施肥均勻性

通過分析排肥輪轉(zhuǎn)速、前進(jìn)速度、風(fēng)機(jī)風(fēng)速分別影響施肥均勻性施肥量均值和施肥均勻性變異系數(shù)的預(yù)試驗，得到各因素合理的變化范圍：排肥輪轉(zhuǎn)速為20～80 r/min，前進(jìn)速度為0.7～1.3 m/s，風(fēng)機(jī)風(fēng)速為20～32 m/s，在此基礎(chǔ)上采用二次正交旋轉(zhuǎn)組合設(shè)計進(jìn)行試驗分析，試驗因素編碼如表2所示。

表2 試驗因素編碼Tab.2 Coding of experimental factors

根據(jù)二次正交旋轉(zhuǎn)組合設(shè)計進(jìn)行23組試驗，分別收集落在各小段內(nèi)的顆粒肥并稱量其質(zhì)量，由式(22)～(24)計算施肥均勻性施肥量均值y3和施肥均勻性變異系數(shù)y4。試驗方案與結(jié)果見表3。

(1)施肥均勻性施肥量均值

表3 試驗方案與結(jié)果Tab.3 Schemes and results of experiment

表4 施肥均勻性施肥量均值方差分析Tab.4 Variance analysis on mean value of fertilization of fertilization uniformity

注：** 表示極顯著(P<0.01)；*表示顯著(0.01≤P≤0.05)。下同。

(27)

根據(jù)回歸方程(27)，利用Design-Expert軟件繪制出排肥輪轉(zhuǎn)速、前進(jìn)速度對施肥均勻性施肥量均值的響應(yīng)曲面圖，如圖14所示。

圖14 施肥均勻性施肥量均值的雙因素響應(yīng)曲面Fig.14 Two-factor response surface for average fertilization amount of fertilization uniformity

由圖14可知，當(dāng)風(fēng)機(jī)風(fēng)速處于零水平(x3=26 m/s)時，施肥均勻性施肥量均值隨著排肥輪轉(zhuǎn)速增大而增大，隨著前進(jìn)速度的增大而減小。排肥輪每轉(zhuǎn)一個周期的排肥量為定值，當(dāng)前進(jìn)速度不變時，隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大，單位時間內(nèi)排肥輪的旋轉(zhuǎn)次數(shù)增加，排肥量增大，施肥均勻性施肥量均值相應(yīng)增大；當(dāng)前進(jìn)速度一定時，單位時間內(nèi)排肥輪排出的肥量為定值，隨著前進(jìn)速度的增大，下落到每段收集盒的肥量相應(yīng)減少，即施肥均勻性施肥量均值減小。各因素對施肥均勻性施肥量均值影響的貢獻(xiàn)率由大到小依次為：前進(jìn)速度、排肥輪轉(zhuǎn)速、風(fēng)機(jī)風(fēng)速。

(2)施肥均勻性變異系數(shù)

y4=26.359-0.914x1+23.476x2- (28)

根據(jù)回歸方程(28)，利用Design-Expert軟件繪制出排肥輪轉(zhuǎn)速、風(fēng)機(jī)風(fēng)速對施肥均勻性變異系數(shù)的響應(yīng)曲面圖，如圖15所示。

圖15 施肥均勻性變異系數(shù)的雙因素響應(yīng)曲面Fig.15 Two-factor response surface of coefficient of variation of fertilization uniformity

由圖15可知，當(dāng)前進(jìn)速度處于零水平(x2=1.0 m/s)時，風(fēng)機(jī)風(fēng)速較低，施肥均勻性變異系數(shù)隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大先減小后增大，風(fēng)機(jī)風(fēng)速較高，施肥均勻性變異系數(shù)隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大而減??；排肥輪轉(zhuǎn)速較低，施肥均勻性變異系數(shù)隨著風(fēng)機(jī)風(fēng)速的增大基本不變，排肥輪轉(zhuǎn)速較高，施肥均勻性變異系數(shù)隨著風(fēng)機(jī)風(fēng)速的增大逐漸減小。固體顆粒在水平管中的運動狀態(tài)，隨著輸送氣流速度的變化而改變，輸送氣流速度越大則固體顆粒在輸料管內(nèi)越接近均勻分布，輸送氣流速度逐漸減小時，顆粒則越靠近底部管壁而且分布越密。當(dāng)輸送氣流速度小于某一值時，部分固體顆粒便沉落于底部管壁，顆粒一邊滑動，一邊被推著向前移動，當(dāng)輸送氣流速度進(jìn)一步減小時，則沉落的物料層反復(fù)作不穩(wěn)定的移動，最后完全停滯不動，造成堵塞[25]。三通管整體處于水平狀態(tài)，三通管內(nèi)的顆粒肥主要借助氣流的作用進(jìn)入輸肥管，然后在氣流和自身重力的雙重作用下完成施肥作業(yè)。因此，風(fēng)機(jī)風(fēng)速較大時，隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大，脈沖現(xiàn)象逐漸減弱，施肥均勻性變異系數(shù)逐漸降低，但隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的增大，排肥量也隨之增大，當(dāng)排肥量增大到一定值時，較小的風(fēng)機(jī)風(fēng)速已不滿足輸送氣流速度，由于顆粒肥大小不一，形狀各異，部分顆粒肥出現(xiàn)離析和分級現(xiàn)象，不能及時輸送，導(dǎo)致施肥均勻性變異系數(shù)增大。各因素對施肥均勻性變異系數(shù)影響的貢獻(xiàn)率由大到小依次為：排肥輪轉(zhuǎn)速、前進(jìn)速度、風(fēng)機(jī)風(fēng)速。

4.2.3參數(shù)優(yōu)化與驗證

通過對試驗數(shù)據(jù)分析，隨著排肥輪轉(zhuǎn)速的減小及前進(jìn)速度的增大，施肥均勻性施肥量均值減小，施肥均勻性變異系數(shù)增大。根據(jù)農(nóng)藝要求，水田側(cè)深施肥裝置施肥量的調(diào)節(jié)范圍為150～930 kg/hm2，施肥均勻性變異系數(shù)越小越好，且不大于NY/T 1003—2006《施肥機(jī)械質(zhì)量評價技術(shù)規(guī)范》中規(guī)定的40%。因此，需對該施肥裝置施肥量為150 kg/hm2時的各項作業(yè)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化求解，得到相應(yīng)的施肥均勻性變異系數(shù)。其約束函數(shù)為

(29)

根據(jù)約束函數(shù)，利用Design-Expert軟件對回歸方程式(27)、(28)進(jìn)行優(yōu)化求解，得到在施肥均勻性施肥量均值目標(biāo)值為0.45 g情況下，影響施肥均勻性變異系數(shù)的多組優(yōu)化參數(shù)組合，如圖16所示陰影區(qū)域。選取其中施肥均勻性變異系數(shù)最低的參數(shù)組合作為最優(yōu)，即排肥輪轉(zhuǎn)速21.96 r/min、前進(jìn)速度0.93 m/s、風(fēng)機(jī)風(fēng)速22.93 m/s，此時施肥均勻性變異系數(shù)為28.25%。

圖16 參數(shù)優(yōu)化分析圖Fig.16 Analysis plot of parameter optimization

根據(jù)優(yōu)化分析得到的最優(yōu)參數(shù)組合，于2017年8月16日在東北農(nóng)業(yè)大學(xué)排種性能實驗室進(jìn)行臺架試驗驗證，驗證結(jié)果見表6。

表6 優(yōu)化條件下各評價指標(biāo)實測值Tab.6 Measured value of evaluation indices under optimal condition

通過分析表6驗證結(jié)果可知，試驗值與理論優(yōu)化值相對誤差均控制在4.44%以內(nèi)，驗證結(jié)果與優(yōu)化結(jié)果基本一致，誤差在可接受的范圍內(nèi)，說明軟件優(yōu)化參數(shù)具有準(zhǔn)確性與可行性，該施肥裝置的施肥性能滿足農(nóng)藝要求。

5 結(jié)論

(1)建立了顆粒肥運動學(xué)和動力學(xué)模型，通過對排肥器充肥階段的運動學(xué)分析和排肥器排肥階段的動力學(xué)分析，得出排肥輪轉(zhuǎn)速越大越有利于提高施肥均勻性，求得充肥包角內(nèi)排肥輪轉(zhuǎn)速的最大理論值為150 r/min。根據(jù)顆粒肥的輸送條件，設(shè)計了適宜輸送顆粒肥的氣力輸送系統(tǒng)。

(2)采用二次正交旋轉(zhuǎn)組合試驗獲得排肥輪轉(zhuǎn)速、前進(jìn)速度和風(fēng)機(jī)風(fēng)速分別對施肥均勻性施肥量均值和施肥均勻性變異系數(shù)的影響規(guī)律，得到各因素對施肥均勻性施肥量均值影響貢獻(xiàn)率由大到小依次為：前進(jìn)速度、排肥輪轉(zhuǎn)速、風(fēng)機(jī)風(fēng)速；對施肥均勻性變異系數(shù)影響貢獻(xiàn)率由大到小依次為：排肥輪轉(zhuǎn)速、前進(jìn)速度、風(fēng)機(jī)風(fēng)速。

(3)為得到水田側(cè)深施肥裝置在施肥量150～930 kg/hm2調(diào)節(jié)范圍內(nèi)的施肥均勻性變異系數(shù)，采用多目標(biāo)優(yōu)化分析建立優(yōu)化模型，得到施肥均勻性施肥量均值目標(biāo)值為0.45 g時最優(yōu)參數(shù)組合為：排肥輪轉(zhuǎn)速21.96 r/min、插秧機(jī)前進(jìn)速度0.93 m/s、風(fēng)機(jī)風(fēng)速22.93 m/s，此時施肥均勻性變異系數(shù)為28.25%。并通過臺架試驗驗證，試驗值與理論優(yōu)化值相對誤差均控制在4.44%以內(nèi)，說明軟件優(yōu)化參數(shù)具有準(zhǔn)確性與可行性。

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