切軸流式雙滾筒大豆種子脫粒機設計與試驗

楊德旭 姜德龍 沈永哲 高連興 萬 麗 王 京

(1.沈陽農業大學工程學院， 沈陽 110866； 2.羅定職業技術學院機電工程系， 羅定 527200；3.遼寧省農機質量監督管理站， 沈陽 110034)

切軸流式雙滾筒大豆種子脫粒機設計與試驗

楊德旭1姜德龍2沈永哲3高連興1萬 麗1王 京1

(1.沈陽農業大學工程學院， 沈陽 110866； 2.羅定職業技術學院機電工程系， 羅定 527200；3.遼寧省農機質量監督管理站， 沈陽 110034)

為解決大豆種子脫粒損傷率高和脫凈率低的矛盾，提出了釘齒式副滾筒切流預脫、弓齒與釘齒相間組合排列的主滾筒軸流脫粒、切軸流式雙滾筒組合脫粒方案，進行了脫粒關鍵部件結構與參數設計，采用直徑較小而短的副滾筒完成大豆植株的打擊、抓取和拖帶等切流預脫，主脫粒滾筒與副滾筒同向等速且軸向長度和直徑均較大，由弓齒與釘齒組合而成，進行大豆的軸流脫粒；設計了樣機并進行了脫粒性能試驗。采用二次回歸正交旋轉中心組合優化試驗方法，分別建立大豆脫粒損傷率、未脫凈率與喂入量、主滾筒轉速和主滾筒脫粒間隙關系的回歸數學模型，利用Design-Expert 8.0軟件對該模型進行優化求解得到最佳參數組合，試驗結果表明：在大豆籽粒含水率為17%～19%、秸稈含水率為12%～15%、大豆草谷比1.275條件下，當喂入量為0.44 kg/s、主滾筒轉速為489 r/min、主滾筒脫粒間隙為25.06 mm時，大豆脫粒損傷率為1.18%、未脫凈率為0.65%；與傳統大豆脫粒機相比可使脫粒損傷率和未脫凈率分別降低0.22個百分點和0.38個百分點。

大豆； 種子； 脫粒機； 切軸流； 雙滾筒

引言

圖1 切軸流式雙滾筒大豆種子脫粒機總體結構簡圖Fig.1 Structural diagram of tangential-axial flow double-roller thresher for soybean seed1.電動機 2.軸端帶輪 3.副滾筒 4.主滾筒 5.吸氣風機 6.護板 7.調節吊桿 8.雜余出口 9.振動篩 10.出料口 11.排雜口 12.機殼 13.喂入口 14.滑板 15.機架 16.偏心機構

脫粒是大豆種子收獲的必經環節也是關鍵環節，機械脫粒是造成大豆種子破碎與隱性損傷的重要原因。商品大豆破碎通常只是造成一定經濟損失，但對于種用大豆而言，破碎與隱性損傷不但直接造成種子資源浪費、增加生產成本，隱性損傷還影響發芽與出苗，對大豆生產造成潛在危害，對機械化精量播種技術影響更為嚴重[1-2]。隨著我國對種業發展的重視，大豆種子脫粒和加工機械研究與應用取得了一定的進展。高連興等[3]、郭佩玉等[4]研究了大豆種子籽粒的脫粒損傷狀況、特征，分析了造成損傷的主要原因以及內部損傷特征對大豆發芽率的影響；侯守印等[5-6]研究了立式軸流式大豆種子專用脫粒機并對其進行參數優化試驗；高連興等[7]在研究大豆脫出物漂浮速度基礎上，研制了大豆脫粒機氣力式清選、旋風分離和循環裝置并進行性能試驗；楊德旭等[8]研究了完熟期3個品種大豆豆莢在不同含水率和不同部位的炸莢力學特性；徐立章、李耀明等[9-12]先后進行了切縱流聯合收獲機脫粒分離裝置、單切雙橫流脫粒分離裝置、斜置切縱流聯合收獲機脫粒分離裝置的田間試驗和結構參數優化。然而，有關切軸流式雙滾筒大豆種子脫粒原理及脫粒機研究尚未見文獻報道。

本文在總結前人研究成果基礎上，提出一種主、副雙滾筒的切軸流脫粒方案，主、副雙滾筒組合可實現有序喂入、分步脫粒和預脫與差速脫粒多種脫粒原理結合，設計一種切軸流式雙滾筒大豆種子脫粒樣機并進行性能試驗及主要參數的優化。

1 總體方案與原理

傳統式大豆脫粒機一般采用紋桿式和釘齒式脫粒滾筒。紋桿式脫粒滾筒主要對大豆植株施加整體擠搓和碾壓等機械作用而脫粒，其具有脫粒可靠、脫凈率高、揉搓后的秸稈易于牲畜采食等優點，但大豆破碎比較嚴重。如果通過加大脫粒間隙而減輕破碎，則夾雜于粗大而堅硬莖稈間的豆莢難以脫粒，而且滾筒抓取能力較弱、喂入量適應性差，只能實現切流脫粒。釘齒式脫粒裝置在物料喂入時抓取能力好且可借助沖擊作用脫粒，脫粒效率較高，但因釘齒對大豆植株作用面積小使得脫凈率較低[13]。

針對上述問題，基于理論分析和初步試驗設計了一種切軸流式雙滾筒大豆種子脫粒機(圖1)，該機主要由副脫粒裝置、主脫粒裝置、風篩式組合清選裝置、電動機與帶傳動裝置和機架等構成，實現主、副滾筒構成切軸流式雙滾筒脫粒，即較小而短的副滾筒均勻地抓取大豆植株，使切流預脫后的物料均勻地喂入主滾筒；主滾筒直徑較大且線速度大，將副滾筒預脫并均勻喂入的物料進行軸流脫粒。

如圖2所示，主脫粒裝置由弓齒-釘齒組合式滾筒與主凹板篩構成，副脫粒裝置由釘齒副滾筒和副凹板篩構成，二者采用切軸流式配置形式，將脫粒過程分為切流式預脫與軸流式主脫兩部分；主脫粒滾筒的喂入段與脫粒段上交錯排列著弓齒和釘齒，尾部為排草桿。副滾筒全部采用相對短小的釘齒式，其不僅對大豆植株施加正面迎擊作用，而且釘齒能深入粗大的大豆莖稈間，對夾雜的豆莢進行打擊、擠搓和摩擦等脫粒作用，從而在預脫中實現大豆秸稈間的脫粒(比較粗大莖稈尤為重要)；同時，釘齒抓取能力較強，預脫同時能夠控制大豆植株均勻、有序地進入主脫粒間隙。主滾筒脫粒部件是按螺旋線布置的弓齒-釘齒組合，滾筒末端(即排草段)裝有板齒且每排(每個齒板)脫粒齒只有1個，主要起排出大豆秸稈的作用，同時也對大豆秸稈進行最后打擊和擠搓。弓齒與釘齒不同，其齒面與滾筒切線方向呈15°傾角，不但加大了脫粒作用面，加強脫粒效果，同時還在隨滾筒轉動過程中對物料產生一定的軸向推力，使大豆秸稈在脫粒過程中一邊旋轉一邊向排草口方向運動。這樣既保證物料在脫粒過程中均勻脫粒，提高脫粒均勻性，又保證脫粒后的莖稈及時排出脫粒區間，有效解決了損傷率和脫凈率的矛盾[14-15]。

圖2 主、副滾筒配置關系示意圖Fig.2 Diagram of primary and secondary threshing roller configuration relationship1.副滾筒 2.主滾筒 3.風機葉片

圖3 主、副滾筒脫粒過程示意圖Fig.3 Schematic diagram of primary and secondary threshing roller threshing process1.喂入口 2.副滾筒 3.主滾筒 4.主滾筒凹板篩 5.副滾筒凹板篩

大豆脫粒過程主要分兩步進行：①副滾筒切流式預脫，即大豆植株經喂入口喂入后，首先在旋轉的副滾筒脫粒釘齒打擊、抓取和拖帶等作用下，植株被迫進入副滾筒脫粒間隙受到釘齒副滾筒與凹板及其物料之間沖擊、擠搓和摩擦作用，部分豆莢破裂，豆粒離開莢殼而脫出并隨碎莢殼、碎莖稈等透過副凹板篩而分離。②主滾筒軸流式脫粒，即經過副滾筒預脫并處在脫粒間隙中的秸稈和未脫凈豆莢等，隨著副滾筒轉動使物料層變薄并均勻輸送到主、副凹板篩連接處，在主滾筒抓取下進入主滾筒脫粒間隙進行二次軸流脫粒(圖3)。

2 關鍵部件設計

脫粒裝置是脫粒機核心工作部件，其在很大程度上決定了脫粒機脫粒損傷率、脫凈率及脫粒效率等主要性能。對其組成部件——主滾筒、副滾筒、凹板篩結構設計加以研究。

2.1 主滾筒

主滾筒結構如圖4所示。主滾筒為弓齒-釘齒組合式滾筒，采用可拆卸結構，以方便更換、組合不同的脫粒齒。本樣機主滾筒采用4排脫粒齒，喂入段與脫粒段的脫粒齒由釘齒和弓齒組成，圓周對稱的2排脫粒齒均為弓齒，另外對稱的2排脫粒齒為每間隔2個釘齒設有1個弓齒；滾筒末端為排草段，設有排草板齒，將脫粒后的秸稈順利排出。

圖4 主滾筒結構圖Fig.4 Structure diagram of primary threshing roller1.輻盤 2.齒板 3.釘齒 4.弓齒 5.板齒

(1)主滾筒長度L

作為主要脫粒部件的軸流式脫粒滾筒長度，主要取決于脫粒與分離效果。當直徑一定時，要使作物能充分地脫粒與分離，滾筒要有足夠的長度。如果滾筒長度過大，雖然脫粒分離能力增強，但秸桿破碎嚴重、功率消耗增加。因而在保證脫粒質量的前提下，滾筒長度盡量取短一些。主滾筒長度[16]為

(1)

式中a——齒跡距，mmZ——脫粒齒數K——螺線頭數 Δl——邊齒到齒板端的距離，mm

根據經驗齒跡距a取25～50 mm，本文取40 mm，Δl取25 mm。由于滾筒末端設有排草板齒，因此結合排草段設計要求，確定主滾筒總長度為600 mm。

(2)主滾筒直徑D

根據文獻[17]，主滾筒齒外端直徑為

(2)

式中M——齒板數S——齒板間距，mmh——脫粒齒高度，mm

齒板間距S主要根據滾筒上相鄰2個齒板易于抓取作物的間隔來確定，如果間隔過小，脫粒齒不容易抓取作物，而且還會增大物料單位長度的脫粒次數和脫粒強度。現有一般商品大豆脫粒滾筒上的S值為120～200 mm，考慮樣機脫粒對象是育種大豆，為了進一步降低損傷率、降低對物料的打擊次數，S值選取范圍取200～210 mm，計算得到主滾筒直徑D為354.8～367.5 mm。為方便樣機加工過程中下料，取主滾筒直徑D為360 mm,對應的S值則為204 mm。

(3)滾筒轉速n

主要根據大豆脫粒線速度來確定n。脫粒速度大，則釘齒、弓齒對作物的打擊作用大，脫凈率和生產率高，但是同時損傷率和功率消耗也較大。參照文獻[18]中的經驗數值并考慮大豆種子脫粒的實際，本文主滾筒線速度選定為8～10 m/s，則滾筒轉速為

(3)

式中v——主滾筒圓周速度，m/s

經計算得主滾筒轉速取值范圍為424～530 r/min，本樣機選取主滾筒轉速為500 r/min。

(4)主滾筒脫粒齒基本參數

弓齒和釘齒高h均為50 mm，相鄰脫粒齒間距B為85 mm，每排脫粒齒(弓齒或釘齒)數Z為6個，全部脫粒齒按2頭螺旋線形排列。本文主脫粒滾筒為弓齒與釘齒組合式滾筒，喂入段與脫粒段的齒板上安裝有弓齒與釘齒，其中單數齒板的脫粒齒為每間隔2個釘齒間有1個弓齒，雙數齒板的脫粒齒均為弓齒，滾筒末端的排草段設有排草板齒。主滾筒中弓齒、釘齒、板齒和齒板的配比數量分別是：16、8、6和4個(圖4)。弓齒安裝時與滾筒切線方向呈15°傾角，除了具備打擊能力外，還可使主滾筒轉動過程中對物料產生較大的軸向推力，在脫粒區間內沿著滾筒軸向方向運動。

2.2 副滾筒

副滾筒結構如圖5所示，副滾筒采用釘齒式切流式滾筒，亦采用可拆卸結構，由5排釘齒按圓周均勻分布，每根齒板上安裝3個釘齒，共計15個齒，齒間距為55 mm。因副滾筒安裝在靠近喂入口并與其配合工作，本文確定副滾筒有效長度L1為200 mm。基于副滾筒的喂入和預脫功能，并考慮到減輕打擊和實現差速脫粒，確定副滾筒與主滾筒轉向與轉速相同，但直徑應小于主滾筒，因此取其齒外端直徑為280 mm，此時脫粒線速度為7.3 m/s。副滾筒的釘齒結構參數與主滾筒釘齒相同。

圖5 副滾筒結構圖Fig.5 Structure diagrams of secondary threshing roller1.輻盤 2.釘齒 3.齒板

2.3 凹板篩

圖6 凹板篩結構圖Fig.6 Structure diagrams of concave screen

凹板篩是保證脫粒分離的重要部件，樣機所采用的主、副凹板篩分別安裝在主、副滾筒下方并形成相應的脫粒區間，構成雙滾筒脫粒裝置。常用的凹板篩結構形式有柵格式、編織篩式和沖孔式，考慮到凹板篩的分離功能和結構強度，主、副凹板篩均采用圓形鋼板沖孔篩(圖6)。為使大豆籽粒能順利通過凹板篩篩孔，所設計凹板篩篩孔的直徑需大于大豆籽粒的最大尺寸，本文取篩孔直徑Φ為15 mm，篩孔間相互交替排列，能夠提高有效分離面積。主、副凹板篩之間的過橋處通過焊接的鉸鏈連接。其中，主凹板篩與主滾筒間的脫粒間隙可通過固定在機架上的滑道進行調節，從而實現主滾筒脫粒間隙在15～35 mm范圍內可調[19]。

為提高脫粒效率，需提高凹板篩的篩分效率，即增加凹板的有效面積，本文通過增加凹板的包角和長度來提高脫粒效率。脫粒時凹板若能分離出大部分的大豆種子，則會減少種子的損傷。凹板篩的篩分效率主要取決于凹板的長度及凹板的有效分離面積，在一定的范圍內，增加凹板的長度，篩分效率也會有所增加。同時，沖孔凹板篩孔面積占凹板總面積的凹板篩孔率A越大，凹板篩的篩分效率也越好[20]。

(4)

式中A——篩孔總面積占凹板總面積的比率，%a1——篩孔數，其中主、副凹板篩孔數分別為63×20、23×14

b——篩孔面積，mm2

r——滾筒半徑，主、副滾筒半徑分別為180、140 mm

L——滾筒長度，主、副滾筒長度分別為600、200 mm

通過式(4)可計算出樣機的主、副凹板篩孔率分別是65.6%和64.7%。

3 樣機脫粒性能試驗

3.1 試驗材料與方法

根據GB/T 5982—2005《脫粒機試驗方法》，切軸流式雙滾筒大豆種子脫粒機(見圖7)試驗于2015年10月中旬在沈陽農業大學農學院試驗基地進行。以現場選取的“遼豆11”大豆種子為試驗材料，脫粒時大豆籽粒含水率為17%～19%、中間部位以下的秸稈含水率為 12%～15%、大豆草谷比1.275。試驗儀器設備主要有SFY-60型紅外線快速水分測定儀(深圳市冠亞電子科技有限公司)、DT-2236型數顯轉數表、普傳PI8100A1變頻器、雙杰牌系列電子天平和數碼相機等。

圖7 大豆種子脫粒機樣機Fig.7 Prototype of thresher for soybean seed

損傷率是種用大豆脫粒中非常重要的一個評價指標，本文統計的損傷率包含了顯性損傷和隱性損傷。隱性損傷不同于破碎、兩瓣等顯性損傷，因大豆種皮完好無損、種子外觀形態沒有明顯改變，一層較厚而且透光性很差的種皮包裹著子葉、胚芽等內部組織，用肉眼無法觀察到自然狀態下的大豆種皮內部損傷情況。大豆隱性損傷檢測與統計方法參照文獻[1-2]，即在樣機脫粒后，首先對選取的樣本進行顯性損傷篩選，隨后將該樣本剩余的大豆吸水處理，待其膨脹后大豆種皮變薄并呈現半透明狀態，借助體式顯微系統觀察種皮內子葉、胚軸和胚根等損傷情況，最后挑選出隱性損傷的種子進行統計。

采用三因素二水平二次回歸正交旋轉中心組合優化試驗方法[21-23]。選取喂入量A、主滾筒轉速B和主滾筒脫粒間隙C為試驗因素(因素水平見表1)，以損傷率y1和未脫凈率y2為試驗指標，共實施23組試驗(其中零水平試驗9組，見表2中編號15～23)，試驗進行3次重復。試驗時，先將脫粒間隙調整到最大水平，然后通過變頻器調整電動機轉速并用轉速表進行轉速確認；當轉速達到試驗因素水平、脫粒機正常運轉后，將事先稱好的大豆植株在規定時間內喂入。由于脫粒間隙調整繁瑣，所以在一個脫粒間隙水平下各相關試驗因素試驗后，再依次調整脫粒間隙，直到全部試驗結束。應用軟件Design-Expert 8.0對試驗數據進行三元二次回歸分析，試驗方案與結果如表2所示。

表1 因素水平編碼Tab.1 Experiment factors and levels

3.2 試驗結果與分析

3.2.1試驗結果回歸分析

所得試驗結果見表2。X1、X2、X3為試驗因素A、B、C的編碼值。利用Design-Expert 8.0對試驗結果進行統計分析，同時進行回歸方程模型檢驗(見表3)、回歸方程偏回歸系數顯著性檢驗并剔除不顯著項后，可得到擬合良好、簡化后的回歸數學模型y1和y2。

y1=1.31+0.019X1+0.12X2-0.033X3- (5)

圖8 各因素對損傷率影響的響應曲面Fig.8 Response surfaces of factors effect on damage rate

變異來源平方和自由度均方F值P值回歸0.6490.0726.460.0015剩余0.14130.011y1失擬0.1450.02849.8<0.0001誤差0.00480.0006總和0.7922回歸0.2790.039.80.0002剩余0.04130.003y2失擬0.02550.0052.610.1098誤差0.01580.002總和0.3122

回歸方程偏回歸系數顯著性檢驗結果表明，各因素對脫粒損傷率y1影響的主次關系為：主滾筒轉速、主滾筒脫粒間隙和喂入量；各因素對未脫凈率y2影響的主次關系為：主滾筒轉速、喂入量和主滾筒脫粒間隙。

3.2.2損傷率及影響因素分析

各試驗因素與損傷率之間的關系曲面如圖8所示。由圖8a可知，隨著主滾筒轉速的增加，損傷率逐漸升高，表明主滾筒轉速增加，對脫粒區物料的打擊頻率和打擊力均提高，增加了大豆損傷率。當主滾轉速固定在某一水平時，隨著喂入量的不斷增加，損傷率小幅度升高，分析認為喂入量增加使物料層增厚，脫粒部件沖擊作用頻率和強度減弱使損傷率降低；但喂入量因素對脫粒損傷率y1影響最小。

由圖8b可知，隨著主滾筒脫粒間隙減小損傷率逐漸升高，其原因是脫粒間隙越小脫粒區間的物料擠壓和擠搓作用越強，且豆粒因不能及時通過秸稈而分離，滯留在脫粒間隙中的豆粒經受脫粒部件作用時間和幾率增加，因而損傷率升高。

由圖8c可知，隨著脫粒間隙的減小，損傷率逐漸升高，原因同圖8b。當脫粒間隙固定在某一水平時，隨著主滾筒轉速的增大，損傷率也逐漸增大，說明主滾筒轉速與損傷率呈正相關關系。

3.2.3未脫凈率影響因素分析

各因素與未脫凈率之間的關系曲面如圖9所示。由圖9a可知，隨著主滾筒轉速的增加，未脫凈率逐漸降低。當主滾筒轉速固定在某一水平時，隨著喂入量的增加，未脫凈率呈緩慢上升趨勢。這是由于脫粒間隙值一定，隨著喂入量的增加使物料層增厚，導致滾筒對物料脫粒不完全，未脫凈率升高。

由圖9b可知，隨著喂入量的增加未脫凈率逐漸升高。隨著主滾筒脫粒間隙的增加未脫凈率逐漸升高。說明喂入量和主滾筒脫粒間隙均與未脫凈率呈正相關關系。

圖9 各因素對未脫凈率影響的響應曲面Fig.9 Response surfaces of factors effect on un-threshed rate

由圖9c可知，隨著主滾筒轉速的增大，未脫凈率逐漸降低。由于主滾筒轉速增大使脫粒齒對物料的打擊力增大，從而使大豆種子脫粒完全。當主滾筒轉速一定時，隨著脫粒間隙的增加，未脫凈率逐漸升高。

3.3 脫粒裝置參數優化

為得到最佳的試驗因素水平，對試驗因素進行優化[24-26]。利用多目標非線性優化理論與方法，建立參數優化數學模型，結合試驗因素的邊界條件，對得出的損傷率和未脫凈率的回歸數學模型進行分析。

(1)目標函數

損傷率和未脫凈率分別在約束條件下達到最小值，根據已經得出的數學模型建立目標函數miny1和miny2。

(2)約束條件

y1和y2均應大于零，各試驗因素編碼值應在試驗設計的范圍內取值，得約束條件為

根據已建立的損傷率y1和未脫凈率y2回歸數學模型，利用Design-Expert 8.0軟件對其進行優化，其中y1和y2的權重分別為0.6和0.4。通過優化求解確定最佳參數組合為：喂入量0.44 kg/s，主滾筒轉速489 r/min，主滾筒脫粒間隙25.06 mm，此時的脫粒損傷率為1.18%，未脫凈率為0.65%。比傳統樣機降低0.22個百分點和0.38個百分點。

4 結論

(1)在理論分析和試驗基礎上，提出了“副滾筒抓取喂入、切流預脫、主滾筒軸流脫粒、雙滾筒組合、差速脫粒”的脫粒原理，確定了脫粒機總體結構方案，設計出大豆種子脫粒樣機，改變了采用單一脫粒原理的傳統脫粒方式。

(2)進行了主、副雙滾筒切軸流式脫粒部件結構與參數設計，設計的釘齒式切流副滾筒實現了有效抓取與大豆預脫、釘齒和弓齒組合式軸流滾筒實現差速脫粒，并使物料進一步加速且料層變薄，提高拖拽與摩擦脫粒效果，有效地解決了粗莖稈之間夾雜的豆莢脫粒、滾筒莖稈纏繞等問題，降低了脫粒損傷率并減輕主滾筒的脫粒負擔。

(3)脫粒性能樣機優化試驗結果表明：在大豆籽粒含水率為17%～19%、秸稈含水率為 12%～15%、大豆草谷比1.275條件下，主、副滾筒切軸流式大豆種子脫粒機在大豆植株喂入量0.44 kg/s、主滾筒轉速489 r/min、主滾筒脫粒間隙25.06 mm時，脫粒損傷率1.18%、未脫凈率0.65%；該樣機脫粒性能指標與傳統大豆脫粒機相比可使脫粒損傷率和未脫凈率分別降低0.22個百分點和0.38個百分點。

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DesignandTestonSoybeanSeedThresherwithTangential-axialFlowDouble-roller

YANG Dexu1JIANG Delong2SHEN Yongzhe3GAO Lianxing1WAN Li1WANG Jing1

(1.CollegeofEngineering,ShenyangAgriculturalUniversity,Shenyang110866,China2.DepartmentofElectromechanicalEngineering,LuodingPolytechnic，Luoding527200,China3.LiaoningProvinceFarmMachineryQualitySupervisionAdministration,Shenyang110034,China)

Aiming to probe new principle and parts of soybean seed thresher and solve the conflict between high seed damage and no-threshed rate during threshing, a new soybean seed thresher with tangential-axial flow double-roller was designed based on the new threshing principle and structure. From the overall structure, the threshing device was designed, which was composed of a couple of primary and secondary threshing rollers with different diameters, lengths, concave screen and transmission system. The double rollers of the thresher were configured by tangential-axial flow form. Compared with the traditional threshing ways with single threshing, the new soybean thresher was combined several threshing principles and two rollers with two kinds of threshing parts, the secondary threshing roller consisted of spike teeth was used as pre-thresh of soybean plants, and the primary threshing roller consisted of bow-spike teeth, which threshed and separated most of the plants in the axial threshing space. The double-roller operated with different linear velocities which realized the ordered feeding and fast grabbing of soybean plants. In order to check and find the optimal structure and parameters of the soybean seed thresher, performance test of the thresher was conducted under the condition that the moisture content of soybean seed was 17%～19%, the moisture content of soybean straw was 12%～15% and the straw-grain ratio was 1.275. Three parameters, including feeding quantity, rotating speed of double-roller and concave clearance were selected as input variables and the damage rate and un-threshed rate as output parameter. Meanwhile, a drastic orthogonal rotary regressive experimental design was employed to develop the second order polynomial regression models, which explained the relationship between the input and output parameters, and then the main parameters of the thresher was optimized through Design-Expert 8.0 software. Experimental results showed that feeding quantify, rotating speed of double-roller and concave clearance had an effect on the damage rate and un-threshed rate, and the rotating speed of double-roller was the most important influence element among the three. Optimization analysis indicated that the most optimum combination was the feeding quantity of 0.44 kg/s, the rotating speed of double-roller of 489 r/min and the concave clearance of 25.06 mm, and the damage rate was 1.18% and the un-threshed rate was 0.65%. Compared with the traditional soybean threshing machine, it can make the damage rate and un-threshed rate decreased by 0.22 percentage points and 0.38 percentage points, respectively.

soybeans; seeds; thresher; tangential-axial flow; double-roller

S565.1； S226.1

A

1000-1298(2017)09-0102-09

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.09.013

2017-01-16

2017-02-28

國家自然科學基金項目(51075284)和高等學校博士學科點專項科研基金項目(200801570007)

楊德旭(1978—)，男，講師，博士生，主要從事農產品收獲與加工機械研究，E-mail： yang_dexu@126.com

高連興(1958—)，男，教授，博士生導師，主要從事農業產品收獲與加工機械研究，E-mail: lianxing_gao@126.com