人字型水旱两用旋埋刀辊设计与试验

祝英豪 张居敏 曾 荣 张文良 杨全军 夏俊芳

(1.华中农业大学工学院， 武汉 430070； 2.农业农村部长江中下游农业装备重点实验室， 武汉 430070)

0 引言

水旱轮作是符合长江中下游多熟制稻作区周年农时季节要求的主要种植制度之一[1]。长期以来，传统的耕作方式及过度的化肥依赖导致土壤结构破坏，生态环境恶化[2-3]。秸秆还田能够增加土壤活性、恢复地力，同时避免秸秆焚烧，缓解茬口农时紧张，是解决水旱轮作区土壤耕作及秸秆处理问题的首选方案[4-8]。

目前，传统的旋耕刀辊使用较为普遍，由于其刀轴防缠性能和秸秆埋覆效果不理想，使其应用受秸秆切碎长度及留茬高度的限制。因此，为耕作部件创造适耕环境成为现阶段联合收获机的附加作业任务，这势必加重联合收获机的负荷，降低收割效率及质量。为增强作业机具在秸秆地的通过性，为后续栽播提供优质种床，郑智旗等[9]和林静等[10]分别设计了一种将粉碎的秸秆收集后埋入沟中的还田装备，但在长江中下游水旱轮作区，土壤常年干湿交替，粘结性强，秸秆量多、留茬高、韧性大，秸秆粉碎程度难以满足要求，且易在水田中形成漂茬或与土壤混合粘附在一起影响收集效果，因此粉碎入沟的还田方式常用于质地较脆的小麦、玉米等旱作物秸秆及非粘性土壤区域。为了解决水稻秸秆在湿粘环境下的还田问题，高茬、整株秸秆直接旋埋的思路逐渐应用于秸秆还田耕整机具的设计中[11-12]。

本课题组多年从事机械化秸秆还田技术研究，提出高茬水稻秸秆直接掩埋的还田技术，研制的水旱两用秸秆还田组合刀辊[13]将螺旋横刀与传统的旋耕弯刀以螺旋交错的排列方式有机地结合为一体，兼顾水田和旱地，有效防止秸秆缠绕刀轴，避免秸秆预粉碎处理，一次耕作即可满足栽培的农艺要求。但该刀辊仍存在受力不均匀、功耗偏高等问题，致使推广受阻。为此，本文利用离散元软件(EDEM)仿真分析螺旋横刀排列方式与刀辊受载的关系，选择最优排列，并基于这种排列对刀辊其他部件及布局进行设计；为进一步降低作业功耗，建立螺旋横刀切削土壤的数学模型，对影响切削阻力的相关参数进行优化，最终设计一种人字型水旱两用旋埋刀辊，以期为解决水旱轮作模式中的秸秆直接还田问题提供相应技术装备。

1 螺旋横刀排列方式离散元仿真分析

离散元法(Discrete element method，DEM)广泛应用于土壤耕作部件的优化、设计与机理分析[14-16]。旋耕刀辊切削土壤的受力关系复杂，通过田间试验很难测得刀辊真实的受力情况，因此利用离散元法构建土壤模型，借助仿真试验，对刀辊的排列方式进行优化分析。

1.1 刀辊建模

合理的刀具排列方式有利于减小刀辊功耗、延长机具使用寿命，提升作业质量的稳定性[17]。现有组合刀辊同一分段区间刀具相隔120°均匀分布，相邻分段区间刀具旋向相反，前段刀辊螺旋横刀末端与后段螺旋横刀始端错开60°以螺旋交错的方式排列，如图1a。理想状态下，令每段刀辊轴向力为f(ωt+φ0)，则整辊轴向力F(t)为

(1)

式中ω——刀辊转动角速度，rad/s

t——刀辊转动时间，s

φ0——刀辊初始相位角，(°)

图1 螺旋横刀排列方式示意图Fig.1 Sketches of arrangement mode of helical blades

从式中可以看出刀辊的轴向力始终无法抵消，一方面土壤的侧向反作用力致使刀具切土产生额外的摩擦阻力；另一方面导致机具横向偏移晃动。对称的排列方式可保证互为反向的刀具在任一时刻入土程度相同、数量相等，能有效避免上述情况的发生。螺旋横刀刀身为大螺距螺旋体，横向跨度大，为了达到对称排列的目的，需将各段螺旋横刀首尾相连，有人字型与锯齿型两种排列方式，如图1b、1c所示。

为综合分析刀辊的受载情况，选取轴向力和沿周向的扭矩作为响应值，考虑到组合刀辊中旋耕刀的最优排布根据螺旋横刀排列方式的不同互有差异，在3种刀辊模型中仅对螺旋横刀进行装配，目的是排除旋耕刀布局中与排列方式无关的变量对刀辊响应值的干扰。

1.2 土壤模型的构建

长江中下游稻作区土壤为粘性质地，土壤之间粘结性强，含水率大，宜选用 EDEM软件中Hertz-Mindlin with Bonding模型作为土壤颗粒间的接触模型，该模型以土壤颗粒间设置粘结键的方式表征湿粘土壤的团聚行为[18]。粘结键可以承受和传递一定的力与力矩，共有5个接触参数描述该键的粘结特性，其中法向刚度与切向刚度用来计算粘结键所受的载荷；法向临界应力与切向临界应力用来计算粘结键断裂所需要的载荷；粘结半径表示颗粒间产生粘结键所需要的距离。为了简化模型，使切向参数与法向参数在数值上相等[14,19]，同时认为土壤之间的粘结源于土粒间的液桥，所以可用粘结半径衡量土壤含水率[20]。模拟土壤时，粘结刚度的数量级为107～108N/m3，临界应力数量级为104～105Pa[19,21]，水旱轮作多熟制稻作区土壤干湿交替，含水率常年在25%～45%之间，且土壤破坏所需的外力随含水率增大而减小，考虑到本研究的适用范围，选择高、中、低3个水平模拟土壤所处的3个湿度状态，分别开展3种刀辊的仿真试验，选用的接触模型参数如表1所示。其中颗粒形状采用最常用的圆球模型，半径设置为8 mm；土壤颗粒的本征参数密度、剪切模量、泊松比是材料自身固有的特性参数，依次为[18]1 208 kg/m3、6×107Pa、0.38；材料基本接触参数为各材料之间的碰撞恢复系数、滚动摩擦因数和静摩擦因数，分别设置为[22]0.2、0.3、0.4(土壤-土壤)和0.3、0.05、0.5(土壤-45号钢)。

表1 土壤颗粒粘结参数Tab.1 Bond parameters of soil particles

1.3 EDEM仿真过程

根据刀辊幅宽，在模型中建立尺寸(长×宽×高)为2 500 mm×2 400 mm×300 mm土槽箱，在土槽箱上表面设置颗粒工厂，以重力沉积法生成478 527个土壤颗粒，导出颗粒文件。在颗粒文件中设置接触模型，输入粘结参数并导入刀辊模型。刀辊材质为45号钢，密度、剪切模量、泊松比依次为7 850 kg/m3、7.9×1010Pa、0.3。刀辊转速250 r/min(0～2.8 s)，垂直入土速度0.75 m/s(0～0.2 s)，前进速度0.8 m/s(0.2～2.8 s)，0.001 s时对土壤颗粒进行粘结，固定时间步长为1.24×10-5s，由于颗粒较多，为缩短仿真周期，设置以刀辊为中心，与刀辊同步平动，尺寸(长×宽×高)为800 mm×2 400 mm×800 mm的动态仿真域。动态仿真域外的颗粒，以0.01 s为检测间隔，设定连续3次检测位移均小于自身半径的5%时，颗粒处于暂时“冻结”状态，软件不再更新这些颗粒的数据，直至进入动态仿真域后被激活，仿真模型如图2所示。

图2 仿真模型Fig.2 Simulation model

1.4 仿真结果与分析

仿真完成后，依次在软件中输出刀辊的轴向力与扭矩数据，由轴向力标准差Fs评价轴向受载稳定性情况，由扭矩均值Ta评价刀辊周向受载情况，结果如图3所示。

在图3中，各刀辊在高、中、低3个含水率水平的土壤模型下，受载变化趋势相同，响应值随土壤含水率的降低而升高，说明粘结参数的选取符合湿度的要求。同类土壤模型，轴向受载稳定性从低到高依次为：交错型、锯齿型、人字型，周向受载从大到小依次为：锯齿型、交错型、人字型，这种排序并不受土壤模型影响，说明响应值的变异主要来源于螺旋横刀的排列方式。

图3 不同土壤模型螺旋横刀各排列方式受载对比示意图Fig.3 Schematics of loading comparison of different arrangement helical blades under different soil models

当刀辊对土壤颗粒切削时，锯齿型的排列方式共有6把螺旋横刀同步参与切削作业，交错型与人字型分别为3把与2把，所以人字型刀辊工作更加平稳，切削阻力更小(图3b)。交错型的非对称结构造成轴向力波动较大，稳定性较差；锯齿型与人字型同为对称结构，轴向受载理应相同，但图3a中显示人字型轴向受载稳定性明显较优，这是因为离散元模型中土槽里的土壤颗粒随机生成并排列，各位置处颗粒分布不均匀，这与田间的实际情况类似，轴向力的波动与颗粒不均匀相关，而锯齿型刀辊切削阻力较大，强化了这种不均匀性引起的轴向力波动。综上，人字型排列方式的轴向受载稳定性与切削阻力均优于锯齿型和交错型，因此选用人字型的排列方式对刀辊进行优化设计。

2 刀辊零部件优化设计

2.1 刀盘设计

刀盘上共设有6个用于安装旋耕刀的径向通槽和3个安装弯刀的轴向通槽，轴向通槽相隔120°均匀分布，径向通槽位于轴向通槽两侧，与轴向通槽的夹角为β，为防止各刀槽相互干渉，β设置为37.8°，刀盘结构如图4所示。

图4 刀盘结构示意图Fig.4 Structural schematic of cutter head

螺旋横刀焊接在两弯刀之间，并由弯刀安装在刀盘上，人字型的排列方式需将相邻的螺旋横刀首尾相连，为实现这种排列方式，在刀盘上开设轴向通槽，相邻的螺旋横刀焊接组件中互为反向的弯刀相贴合共同占用一个轴向通槽，两侧由夹板通过螺栓连接进行轴向固定，挡板焊接在刀盘外缘，防止夹板、弯刀、螺栓整体沿槽滑移，起到径向定位的作用。刀盘轴向通槽的设置，解决了螺旋横刀的安装问题，为轴向通槽的设置预留了空间，同时解决了螺旋横刀焊接组件无法整体拆装的问题，解除轴向固定后，沿轴向可替换拆装螺旋横刀焊接组件，便于刀辊的维护与更换。

刀盘径向通槽加装旋耕刀，一方面，螺旋横刀入土侧与刀盘在同一回转面上，可使螺旋横刀率先切土的一端始终工作在旋耕刀已耕区域内，有利于减轻螺旋横刀的入土阻力，增强了螺旋横刀的切土和秸秆埋覆性能；另一方面，传统旋耕刀辊为了防止壅土现象，往往采用小升角双螺旋排列，相邻两旋耕刀之间至少相差24°[23]，而在交错型组合刀辊中，由于螺旋横刀结构尺寸及排列方式的限制，旋耕刀必须安装在刀盘之间的刀座中，两旋耕刀的夹角不足15°，刀盘加装旋耕刀，充分利用刀辊轴向间隙，增加两刀的间距以弥补夹角过小的不足。

2.2 旋耕刀排列

2.2.1旋耕刀轴向排列

图5 刀辊中间区域(第3、4段)刀具排列展开图Fig.5 Arrangement drawing of blades in middle area (the third and fourth parts)of blade roller

为配合人字型排列布局的要求，旋耕刀轴向排列如图5所示。每段刀辊中安装在刀座中的旋耕刀以刀盘旋耕刀为初始位置按螺旋线均匀排布，且每条排布螺旋线的升角与螺旋横刀的升角δ相等，刀辊同侧相邻两旋耕刀轴向间距相等。同侧的3段(第1、2、3段为左侧，第4、5、6段为右侧)刀辊之间旋耕刀排布螺旋线升角、旋向相同，安装同向刀具，初始相位角以螺旋横刀轴向转角αL为公差呈等差数列；异侧相对称的3组刀辊之间排布螺旋线初始相位角、升角相同，旋向相反，安装反向旋耕刀。

人字型刀辊规定左侧装左旋耕刀，右侧装右旋耕刀，两侧采用同向相继切土，使旋耕刀将切下的土壤向两边推移，除左右两侧第一列旋耕刀外，其它旋耕刀切土时减少了一个约束面，使土壤更容易破坏，并达到旋耕节能降耗的目的[24]。每段刀辊中旋耕刀与螺旋横刀对土壤的轴流侧推方向相反，螺旋横刀将已侧移的土壤拉回由拖板抹平，有效提高了耕后的地表平整度。

2.2.2旋耕刀周向排列

刀辊功能的实现是建立在螺旋横刀工作在旋耕刀已耕区域的条件下，旋耕刀正切刃有一定的破茬宽度，后续螺旋横刀耕在旋耕刀正切刃与侧切刃之间过渡的圆弧处时，旋耕刀对后续螺旋横刀起到了完全破茬作用，能最大限度地降低螺旋横刀切土阻力，发挥秸秆掩埋优势[25]。除旋耕刀要比螺旋横刀有更大的回转半径外，两者之间的夹角也影响后续螺旋横刀在接触地面过程中前进的距离是否超出旋耕刀所耕范围。

如图6所示，刀辊旋转中心O点位于地表上H处，取O点为坐标原点，x轴与前进方向相同，y轴竖直向下，以x轴水平方向为初始相位，以角速度ω匀速旋转，同时刀辊以速度vm匀速前进。螺旋横刀刃口M与旋耕刀刃口N位于同一回转截面，其中刃口N的旋转半径R0(φ)与其相位角φ一一映射，刃口M的旋转半径为定值R，相位角相对于刃口N滞后Δφ。刀辊转动后，刃口M、N与地表接触所需转动的角度分别为φM、φN，期间对应刀辊前进的距离SM、SN可表示为

(2)

(3)

螺旋横刀刃口M的切土位置M1的横坐标xM为

(4)

旋耕刀刃口N的切土位置N1的横坐标xN为

(5)

图6 刃口切土位置数学模型Fig.6 Mathematical model of cutting position

定义螺旋横刀与旋耕刀切土位置相同的两刃口之间的相位夹角为两刀的装配夹角，当xM=xN，M1与N1重合，刃口M和刃口N切土位置相同，Δφ即为装配夹角，将式(2)～(5)整合并代入等式xM=xN中得

(6)

旋耕刀正切刃至侧切刃过渡圆弧处刃口的旋转半径为R0(45°)=0.238 m，完全破茬时，两刀的装配夹角Δφ为59°。

2.3 螺旋横刀参数优化

螺旋横刀为大螺距螺旋体，沿刀刃有固定的旋转半径、静态滑切角[26]和静态切土角[27]。为实现压覆秸秆的功能，防止未切断的秸秆沿刃口曲线滑脱，螺旋横刀的滑切角需小于与秸秆的摩擦角[28-29]，耕作时刃口相当于被秸秆包裹，随着刀辊转动，将其压入土壤。前期研究成果表明现有螺旋横刀的滑切角能够满足压秆掩埋的实际需求[30]，但目前螺旋横刀仍存在切削阻力过大的问题。建立螺旋横刀切土过程的数学模型，如图7所示。

图7 螺旋横刀切土过程的数学模型Fig.7 Mathematical model diagrams of process of cutting soil with helical blade

螺旋横刀在切削土壤时，为了防止刀背抵压未耕土壤，参数需满足

θ+ξ+αi≤90°

(7)

式中θ——螺旋横刀安装角，(°)

ξ——螺旋横刀磨刃角，(°)

αi——圆周速度与切削速度的夹角，(°)

在图7b中根据位置三角形OiPiQi与速度三角形(圆周速度vω、牵引速度vm、切削速度vi)相似的数学关系，并在三角形OiPiQi中由正弦定理可求得转角φi与速度夹角αi的关系为

(8)

其中

λ=vω/vm

由于螺旋横刀的安装角θ与静态切土角互余，所以θ值越大时，切土阻力越小，将αi的最大值(Q2处)代入式(7)则

(9)

考虑到秸秆由螺旋横刀压入土壤后，与土壤在相互揉搓中撕裂破碎，螺旋横刀出土拨动并抛起土壤，覆盖表层未完全压覆的秸秆，进一步增加秸秆的埋覆效果。抛土量可由螺旋横刀的抛土宽度定性表示为

WP=Wcosθ

(10)

式中WP——静态抛土宽度，mm

W——螺旋横刀宽度，mm

1GMC-70型旋耕埋草机选用了较小的安装角[30-31]以增加抛土量，为了达到与1GMC-70型旋耕埋草机相同的秸秆埋覆效果，同时降低切削阻力，通过加大刀宽弥补因安装角变大而损失的抛土宽度。螺旋横刀安装角θ由17°增至50°，满足式(9)的要求，刀宽W由最初的25 mm增至35 mm，满足式(10)的要求。

3 田间试验

3.1 刀辊农田适应性检测试验

3.1.1试验条件和试验仪器

2017年1月在华中农业大学现代农业科技试验基地，开展人字型水旱两用旋埋刀辊农田适应性检测试验。共选取5块试验田，进行不同程度泡水处理，耕前参数如表2所示。所选的5块试验田土壤类型均为长江中下游常见的水稻土，粘性质地，田内为晚稻收获后经晾晒的秸秆，秸秆高度在30～60 cm之间。由泰山904A型轮式拖拉机驱动，作业速度为0.6～0.8 m/s。检测仪器主要有：JEA-2002型多功能电子天平(上海浦春计量仪器有限公司，精度：0.01 g)、TJSD-750型土壤坚实度测定仪(浙江托普云农科技股份有限公司)、土壤水分测试仪(英国DELTA-T公司)、钢卷尺、钢尺、水平仪、自制1 m2方框等。

表2 耕前参数Tab.2 Parameters before tillage

3.1.2试验检测项目

依据GB/T 24685—2009《水田平地搅浆机》和GB/T 5668—2008《旋耕机》并结合实际情况确定试验检测项目：耕深、耕深稳定性系数、耕后单幅平整度、秸秆埋覆率，所有测量项目均为5个行程的均值。检测指标参考文献[32]中组合刀辊的设计指标。

(1)耕深及耕深稳定性系数

使用钢尺插入测量区中耕后土壤读取耕深数值，以2 m为间隔左右两侧各测定一点，每行程总测量点数为20点。耕深及耕深稳定性系数计算公式为

(11)

(12)

式中h——耕深，cm

hi——所测行程中第i个位置的耕深，cm

n——所测行程的总测量点数

U——耕深稳定性系数，%

(2)耕后单幅平整度

在耕幅内沿垂直于机具前进方向放置水平仪，并将水平仪按长度10等分，测定各等分点至地表的距离，计算其标准差。每行程随机测3个位置，所有测量位置数据标准差的均值即为耕后单幅平整度。

(3)秸秆埋覆率

在每个行程测量区中随机选取一点放置1 m2方框，测量方框内所有未被埋覆的秸秆质量，秸秆埋覆率计算公式为

(13)

式中M——秸秆埋覆率，%

mq——耕前单位面积秸秆质量，g/m2

mh——耕后单位面积未被埋覆秸秆质量，g/m2

3.1.3试验结果与分析

人字型水旱两用旋埋刀辊田间试验结果如表3所示，耕后效果如图8所示。

表3 田间作业性能检测结果Tab.3 Measurement results of working performance

图8 刀辊耕后效果Fig.8 Diagrams after tillage of herringbone type rotary blade roller

由表3可知，所有检测项目均达到标准要求。但刀辊在田块Ⅰ中的耕后效果相对于其他田块，明显较差，耕深、耕深稳定性系数、耕后单幅平整度大幅低于平均值，秸秆量965 g/m2，但埋覆率仅有90.25%，这与土壤含水率有直接关系。坚实度仪不断贯入土壤的过程中，不仅要克服与土壤的摩擦力，而且探头壁带动粘附的土壤颗粒向下运动，还要克服由土壤层间摩擦形成的粘滞力，与刀具切削过程一致。由表2看出，试验田土壤的坚实度随含水率的上升呈下降趋势，对于田块Ⅰ而言，由于缺乏足够的水分润滑，田块耕作阻力较大，耕深相对较浅，耕深稳定性较差。从土壤形变角度来看，25.03%的含水率使土壤表现出极强的粘塑性，土壤能够承受较大的塑性形变而不会轻易断裂、破碎，随着刀片沿余摆线运动，因切削与地面分离的垡块被刀片抛起，在离心力和后续刀具的作用下分解为若干泥块散落土层表面。由于碎土不充分导致秸秆不能均匀覆盖，地表平整度差，需经拖板镇压刮平。因此对于粘性土壤而言，土壤粘塑性较强时，耕作难度较大。

3.2 优化验证试验

3.2.1试验条件与方法

为验证刀辊优化结果，2017年12月进行不同工况转速下刀辊排列方式及螺旋横刀安装角对比试验，试验因素水平见表4。试验田为粘性土壤，泡水12 h，坚实度为642 kPa，含水率为51.75%，天然密度为1.70 g/cm3，田间为晚稻秸秆，高54.4 cm，秸秆量为1 420 g/m2。各刀辊幅宽均设计为220 cm，使用刀宽为35 mm的螺旋横刀，机具由东方红LX954型轮式拖拉机驱动，使用低速3挡，输出转速设置为540、630、720 r/min 3种工况，共计4种刀辊，每种工况各刀辊均重复3次，每次行程20 m，整个试验保持18 cm的耕深不变，试验现场如图9所示。

表4 优化检测试验因素水平Tab.4 Testing factors and levels of optimized test experiment

图9 田间试验现场Fig.9 Field test site

由于作业环境一致，耕作效果的差异主要来自机具，水田耕整后因刀辊结构不同造成平整度的差异大多被刀辊后的拖板所掩盖，作为以秸秆还田见长的耕整刀辊，往往最关心的是还田效果及功耗，为更好说明刀辊的优劣，选取秸秆埋覆率和功耗为检测项目进行验证，功率由动态转矩转速传感器(北京中航科仪测控技术有限公司，转速测量范围0～4 000 r/min；扭矩测量范围0～3 000 N·m)测量，经无线动态数据采集器采集计算后，储存在计算机中。

3.2.2试验结果与分析

表5为刀辊优化验证田间试验结果，从秸秆埋覆效果来看，仅有2号刀辊和4号刀辊出现埋覆率不足90%的情况，所用螺旋横刀安装角均为35°，经计算装配35°安装角刀辊的平均埋覆率为89.67%，而50°的为91.08%，刀宽一定时安装角越小抛土宽度越大，埋覆效果应该越好，出现这种情况很有可能与水田土壤性质有关，粘性土壤含水率较大经旋耕刀切削搅拌后呈泥浆状，表现出一定的流体特征，堆积效果差，螺旋横刀带动泥浆的瞬间，泥浆会因重力滑离刀片，所以两种螺旋横刀实际抛土量不高且相差不大，秸秆埋覆的主要方式则是压覆，35°安装角比50°安装角在耕作时刃口上扬15°，意味着压覆秸秆时35°安装角螺旋横刀刃口对秸秆的切碎效果不如50°，刀辊连续转动，将有未切断的秸秆被刃口带出地表，在质地较软的土壤中表现更明显。

从刀辊的功耗角度来看，在拖拉机输出转速提升时，功耗有上升趋势；装配50°安装角螺旋横刀的人字型刀辊与交错型刀辊相比，在3个转速工况下降低功耗7.49%、16.85%和0.34%，装配35°螺旋横刀时降低功耗17.01%、8.85%和1.81%； 50°螺旋横刀与35°螺旋横刀装配在人字型刀辊中对比时，在3个转速工况下降低功耗6.81%、12.41%和12.91%，在交错型刀辊中降低功耗16.46%、3.98%和14.26%。从上述分析中可见，螺旋横刀优化后，切土阻力较优化前显著降低；人字型刀辊两侧螺旋式渐进入土，切土平稳，刀盘旋耕刀有助于为螺旋横刀创造更有利的入土环境，从而达到节能降耗的目的。

表5 刀辊对比试验验证结果Tab.5 Measurement results of comparative tests

4 结论

(1)基于离散元方法，优化了组合刀辊的排列方式，形成一种人字型水旱两用旋埋刀辊；该刀辊采用人字型对称结构，土壤对刀具的侧向反作用力被抵消，两侧刀具螺旋式渐进入土，作业性能稳定可靠；优化螺旋横刀安装角和装配角，分别为50°和59°，进一步降低了螺旋横刀的耕作阻力；刀盘装配旋耕刀，增强了螺旋横刀的入土和耕作性能，同时增加旋耕刀轴向排布间隔以防壅土。

(2)不同田块间刀辊性能检测试验结果表明，该设计刀辊适用于大多数水稻田的秸秆埋覆与土壤耕作，耕深均值18.10 cm、耕深稳定性系数均值92.75%、耕后单幅平整度均值2.00 cm、秸秆埋覆率均值92.60%，均达到设计指标，满足农艺栽培要求，其中水田与旱地相比，有更好的耕作效果。

(3)为验证刀辊优化结果，以秸秆埋覆率与作业功耗为考核目标，对刀辊排列形式和螺旋横刀安装角进行田间对比试验，结果表明：在水田中刀辊埋覆秸秆主要靠螺旋横刀的压覆效应，安装角在秸秆切断能力方面间接影响埋覆效果；在不降低秸秆埋覆效果的情况下，人字型排列较交错型降低能耗0.34%～17.01%，50°安装角的螺旋横刀较35°的降低功耗6.81%～16.46%，达到了节能降耗的优化目的。