馬秋成，鄧飛龍，雷林韜，馬 婕，劉 昆，柳錄湘

（1. 湘潭大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湘潭 411105； 2. 蘭卡斯特大學(xué)科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，英國(guó)蘭卡斯特）

0 引 言

蓮仁含蛋白質(zhì)、淀粉、維生素 E等營(yíng)養(yǎng)成分，是一種優(yōu)質(zhì)的保健食品[1-6]。由于新鮮蓮子易于變質(zhì)，一般將其脫水曬干，得到干殼蓮子以便長(zhǎng)期貯存[7-8]。干殼蓮子去殼后得到蓮仁，蓮仁中的蓮心味道苦，食用前需將其去除[9-11]，隨著蓮子產(chǎn)業(yè)規(guī)模的擴(kuò)大，蓮仁機(jī)械去心技術(shù)發(fā)展迅速。蓮仁機(jī)械去心，是用旋轉(zhuǎn)的鉆頭沿蓮心軸線將蓮心鉆碎排出[12]。蓮仁的主要成分為淀粉，干燥后呈脆性[13]，在鉆削去心過(guò)程中，會(huì)伴隨蓮仁崩碎現(xiàn)象的發(fā)生。蓮仁崩碎不僅會(huì)增加蓮仁的加工損耗，同時(shí)也破壞蓮仁的外觀品質(zhì)，因此研究蓮仁在機(jī)械去心過(guò)程中的力學(xué)特性，探討相關(guān)工藝參數(shù)對(duì)蓮仁崩碎的影響規(guī)律，并進(jìn)行工藝參數(shù)優(yōu)化，對(duì)提高蓮仁的加工品質(zhì)具有重要意義。

國(guó)內(nèi)部分學(xué)者開(kāi)展了對(duì)蓮子的相關(guān)研究。謝麗娟等[14]用壓縮試驗(yàn)法測(cè)試了各種工況下殼蓮的機(jī)械特性，分析了蓮子等級(jí)和加載速率對(duì)蓮子破殼力的影響，測(cè)定了不同部位破殼力的差異。劉木華等[15]對(duì)干殼蓮子物理參數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，測(cè)試了干殼蓮子的單粒質(zhì)量、含水量、殼蓮平均直徑和殼皮厚度等參數(shù)。謝麗娟等[16]對(duì)蓮子脫殼過(guò)程，建立了受靜態(tài)正壓力的有限元模型，分析了蓮子在多種工況下的應(yīng)力、應(yīng)變情況。本文作者在前期研究中，采用壓縮試驗(yàn)方法測(cè)試了蓮仁的彈性模量、抗壓強(qiáng)度和擠壓極限載荷，用回歸分析方法建立了蓮仁彈性模量、抗壓強(qiáng)度與含水率關(guān)系的回歸方程，用有限元法建立了蓮仁的壓縮力學(xué)模型[17]。為研究鉆削加工過(guò)程中材料的損傷破壞機(jī)理，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)相關(guān)研究方法進(jìn)行了探討。安立寶等利用ABAQUS軟件模擬碳纖維復(fù)合材料的鉆削過(guò)程，分析了切削用量和刀具幾何參數(shù)對(duì)鉆削質(zhì)量的影響[18]；彭廣盼等[19]采用 DEFORM3D軟件對(duì)鉆削鈿材料過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變、鉆削溫度和鉆削軸向力進(jìn)行了仿真研究，得到了相關(guān)工藝參數(shù)及其影響規(guī)律；溫泉等[20]用硬質(zhì)合金麻花鉆對(duì)碳纖維樹(shù)脂基復(fù)合材料進(jìn)行小孔鉆削試驗(yàn)，研究了工藝參數(shù)、刀具磨損對(duì)切削力和制孔質(zhì)量的影響規(guī)律；柳柏魁等[21]用有限元仿真與正交試驗(yàn)分析方法，獲得了不同工藝參數(shù)對(duì)鉆削力及鉆削溫度的影響；文懷興等[22]利用大棗去核設(shè)備進(jìn)行大棗去核試驗(yàn)，得到相關(guān)工藝參數(shù)與大棗造碎率的關(guān)系以及優(yōu)化工藝參數(shù)組合。在現(xiàn)有研究中，關(guān)于蓮仁鉆削去心過(guò)程的力學(xué)特性和工藝參數(shù)優(yōu)化國(guó)內(nèi)外鮮有文獻(xiàn)報(bào)道。

蓮仁在鉆削去心過(guò)程中發(fā)生崩碎與蓮仁所受到的外部載荷和蓮仁自身的物理特性密切相關(guān)。為探討蓮仁的鉆削加工特性，揭示蓮仁崩碎的內(nèi)在規(guī)律，本文擬以滾動(dòng)式蓮仁去心機(jī)為對(duì)象，對(duì)蓮仁在鉆削去心過(guò)程中的力學(xué)行為進(jìn)行分析，對(duì)在不同工況條件下的鉆削去心過(guò)程進(jìn)行仿真模擬，并采取單因素試驗(yàn)和正交試驗(yàn)相結(jié)合的方法，找出影響蓮仁加工崩碎的主要因素及其規(guī)律，以獲取蓮仁鉆削去心的優(yōu)化工藝參數(shù)。

1 蓮仁去心力學(xué)分析

蓮仁去心機(jī)的結(jié)構(gòu)形式有多種，但其定位原理和加工方式基本相同，都是采用滾動(dòng)定心方法擺正蓮仁位置，然后用鉆頭將蓮心鉆碎，其去心原理如圖1a所示。工作時(shí)，蓮仁落入 2個(gè)滾輪的定位槽中，兩滾輪同向旋轉(zhuǎn)，在滾輪摩擦力作用下，蓮仁繞自身軸線旋轉(zhuǎn)，由于蓮仁的外形呈橢球狀，其軸線會(huì)自動(dòng)調(diào)整并最終與滾輪的軸線平行。蓮仁定位后，壓輥向下運(yùn)動(dòng)，并將其壓緊，然后鉆頭隨滑臺(tái)往前移動(dòng)將蓮心去除。

圖1 蓮仁定心原理及受力示意圖Fig.1 Schematic diagram of centering principle and force of lotus kernel

根據(jù)蓮仁定心原理，蓮仁在鉆削去心過(guò)程中所受的外力包括：鉆削力、滾子支撐力、壓輥的夾緊力，以及壓輥和滾輪對(duì)蓮仁的摩擦力。蓮仁鉆削去心整體受力模型如圖1b所示。由圖1b受力模型可知，蓮子在加工時(shí)所受外力主要為壓輥對(duì)蓮仁的夾緊力、滾子的支撐力、切向和周向摩擦力，以及鉆頭切削時(shí)的軸向力和扭矩，其中支撐力、周向和切向摩擦力與壓輥對(duì)蓮仁的夾緊力相關(guān)，均隨壓輥夾緊力增大而增大。因此，蓮仁在加工過(guò)程崩碎的主要外力因素為：壓輥對(duì)蓮仁的夾緊力、鉆頭切削時(shí)的軸向力和扭矩。

鉆頭切削時(shí)的軸向力和扭矩比較復(fù)雜，需進(jìn)行簡(jiǎn)化。鉆頭的主、副切削刃以及橫刃對(duì)蓮仁產(chǎn)生的切削力分別為F1、F2、F0，將3種切削力分別沿X、Y、Z方向分解，得如圖 2所示的受力模型，圖中假設(shè)麻花鉆的旋向?yàn)橛倚ㄔ趫D2b中逆時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)）。鉆頭的幾何特征決定其徑向力和切向力關(guān)于自身軸線對(duì)稱，因此蓮仁在X、Y方向上受到的作用力相互抵消，只受到 Z方向的軸向力FZ和切向力所產(chǎn)生的扭矩MX，其中軸向力由FZ0、FZ1、FZ2這3個(gè)分量疊加而成。軸向力和扭矩表達(dá)式如式（1）和式（2）所示。

圖2 蓮仁所受鉆削力示意圖Fig.2 Schematic diagram of drilling force for lotus kernel

在鉆削過(guò)程中，軸向力主要是由主切削刃和橫刃產(chǎn)生，占總軸向力的 97%[23]，故忽略副切削刃引起的軸向力FZ2；而扭矩主要由主切削刃的切向力產(chǎn)生，因此軸向力和扭矩的表達(dá)式可簡(jiǎn)化為

將鉆削過(guò)程中的主切削刃、橫刃產(chǎn)生的軸向力及主切削刃產(chǎn)生的切向力公式[23-25]代入式（3）和式（4）中可得

式中 HB為蓮仁硬度；L0為主切削刃后刀面磨損寬度，mm；rC為刀尖圓弧半徑，mm；f為進(jìn)給量，mm；τC為蓮仁剪應(yīng)力，MPa；θ為主切削刃產(chǎn)生的軸向力與主切削刃法線的夾角；L1為橫刃后刀面磨損寬度，mm。

由式（5）、（6）可知，鉆削軸向力和扭矩的大小與蓮仁的硬度、鉆頭直徑以及鉆頭進(jìn)給量等參數(shù)相關(guān)，且隨各物理量的增大而增大。而蓮仁硬度主要受蓮仁含水率的影響，一般情況含水率越高，其硬度越低，軸向力和扭矩越小。

另外，在鉆削去心過(guò)程中，鉆頭轉(zhuǎn)速對(duì)軸向力和扭矩也有影響，在進(jìn)給量一定的情況下，轉(zhuǎn)速越高，切削層厚度越薄，鉆削軸向力和扭矩越小。

綜上所述，引起蓮仁鉆削崩碎的主要因素為壓輥夾緊力、鉆頭直徑、進(jìn)給量、鉆頭轉(zhuǎn)速和蓮仁含水率。

2 鉆削去心有限元分析

在去心過(guò)程中，鉆削軸向力會(huì)隨時(shí)間動(dòng)態(tài)變化，且與相關(guān)工藝參數(shù)密切相關(guān)。為探究蓮仁崩碎規(guī)律，本文利用專業(yè)的切削有限元分析軟件Deform 3D對(duì)鉆削去心過(guò)程進(jìn)行仿真分析。

2.1 建立蓮仁三維模型

本文以湘蓮為研究對(duì)象，蓮仁的幾何參數(shù)和物性參數(shù)均以湘蓮主產(chǎn)區(qū)湖南省湘潭縣花石鎮(zhèn)所產(chǎn)湘蓮為依據(jù)。蓮仁形狀不規(guī)則，大致呈橢球形，據(jù)統(tǒng)計(jì)，干蓮仁的直徑和長(zhǎng)度在12和14 mm左右時(shí)出現(xiàn)的頻率最高[15,26]，故選擇直徑為12 mm、長(zhǎng)度為14 mm的蓮仁建立幾何模型。

建模之前先用三坐標(biāo)測(cè)量機(jī)（型號(hào)：MQ8106HA）測(cè)量蓮仁的外輪廓關(guān)鍵點(diǎn)，沿蓮仁軸線分 8層測(cè)量，每層測(cè)量 20～30個(gè)點(diǎn)。然后將蓮仁沿分型面分成兩瓣，再測(cè)量蓮仁內(nèi)腔的關(guān)鍵點(diǎn)?；谒鶞y(cè)得蓮仁內(nèi)外輪廓點(diǎn)的坐標(biāo)數(shù)據(jù)，在NX10.0軟件中擬合得到蓮仁的三維模型，然后將模型導(dǎo)入Deform 3D前處理模塊。由于蓮心質(zhì)地較軟，且與蓮仁的附著力很小，對(duì)蓮仁鉆削去心時(shí)鉆削力的影響可以忽略，故在建立蓮仁模型時(shí)，將其忽略。

2.2 材料參數(shù)設(shè)置

麻花鉆的材料為高速鋼(Hss-General)；蓮仁的本構(gòu)模型參照文獻(xiàn)[26-27]，材料熱性能參數(shù)參照文獻(xiàn)[28-29]中的值，彈性模量、抗壓強(qiáng)度、密度等物理參數(shù)采用文獻(xiàn)[17]中壓縮試驗(yàn)的測(cè)定值，各參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 蓮仁材料參數(shù)值Table 1 Parameter values of lotus kernel material

2.3 模型網(wǎng)格劃分及載荷約束設(shè)置

采用 Deform3D自適應(yīng)網(wǎng)格劃分技術(shù)對(duì)蓮仁和鉆頭進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型均為十節(jié)點(diǎn)四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸形式定義為相對(duì)尺寸，同時(shí)對(duì)蓮仁的中間區(qū)域以及鉆頭的切削區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。

根據(jù)蓮仁在鉆削過(guò)程中的受力狀態(tài)，同時(shí)考慮仿真模型的簡(jiǎn)化，其邊界條件設(shè)置如圖 3所示，在蓮仁與壓輥接觸處施加垂直向下的節(jié)點(diǎn)力，該力為壓滾夾緊力，而蓮仁底部與兩滾輪接觸處則施加固定約束。

圖3 蓮仁的邊界條件設(shè)置Fig.3 Setting of boundary conditions of lotus kernel

2.4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

在進(jìn)行仿真前，需對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，固定各邊界條件和參數(shù)，以蓮仁最大應(yīng)變?yōu)槟繕?biāo)值，分別對(duì)：1）蓮仁網(wǎng)格數(shù)15 000，鉆頭網(wǎng)格數(shù)30 000；2）蓮仁網(wǎng)格數(shù)25 000，鉆頭網(wǎng)格數(shù)50 000；3）蓮仁網(wǎng)格數(shù)35 000，鉆頭網(wǎng)格數(shù)70 000 3組網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行仿真計(jì)算，得到1）組和2）組之間的最大應(yīng)變差值為0.35 mm/mm，約為1）組最大應(yīng)變的 8.95%，2）組和 3）組之間的最大應(yīng)變差值為0.11 mm/mm，約為2）組最大應(yīng)變的3.05%。因此，綜合計(jì)算精度和計(jì)算效率，確定采用蓮仁網(wǎng)格數(shù)25 000，鉆頭網(wǎng)格數(shù)50 000進(jìn)行仿真模擬。

2.5 仿真方案設(shè)計(jì)

由前文分析可知，鉆頭進(jìn)給速度、鉆頭進(jìn)給量、鉆頭直徑、鉆頭轉(zhuǎn)速、壓輥夾緊力以及蓮仁含水率是影響蓮仁崩碎的主要因素。為研究各因素的影響規(guī)律，本文結(jié)合作者前期研制的蓮仁鉆削去心試驗(yàn)臺(tái)的加工參數(shù)，采用均分法進(jìn)行單因素仿真分析，各因素取值如表2所示。

表2 仿真分析因素與水平Table 2 Factors and levels of simulation analysis

研究鉆頭進(jìn)給速度對(duì)鉆削軸向力的影響時(shí)，各固定因素的取值基于初期試驗(yàn)結(jié)果選擇：鉆頭直徑取2.5 mm、鉆頭轉(zhuǎn)速取2 500 r/min、壓輥夾緊力取38 N、含水率取7.78%。由因素水平表可知，需分別對(duì) 20組工況進(jìn)行仿真求解。在分析模型中，用密度、彈性模量及抗壓強(qiáng)度等參數(shù)來(lái)模擬不同含水率的蓮仁，蓮仁各含水率所對(duì)應(yīng)的物性參數(shù)參考文獻(xiàn)[17]。

2.6 仿真結(jié)果分析

以不同鉆頭進(jìn)給速度下的軸向力為例，將每組仿真結(jié)果中的軸向力（Z向力）數(shù)據(jù)導(dǎo)入origin軟件進(jìn)行處理，可得不同工況下的軸向力隨時(shí)間的變化曲線。不同進(jìn)給速度下的FZ-t變化曲線如圖4所示。

由圖 4可知，軸向力隨時(shí)間不斷變化，不同參數(shù)對(duì)應(yīng)的FZ-t曲線變化規(guī)律大致相同，曲線的兩端存在2個(gè)較明顯的波峰，而中間部分的軸向力很小。即在整個(gè)鉆心過(guò)程中，當(dāng)鉆頭開(kāi)始與蓮仁接觸后，軸向力迅速增大到最大值，當(dāng)鉆頭逐漸鉆入蓮仁內(nèi)部后，由于其內(nèi)部存在空腔，此時(shí)軸向力很小，當(dāng)鉆頭繼續(xù)進(jìn)給與蓮仁的另一端接觸后，軸向力又迅速增大。最后當(dāng)鉆頭將蓮仁貫穿后，軸向力快速下降到最小值。因此，在整個(gè)鉆心過(guò)程中，鉆頭剛開(kāi)始鉆入和即將鉆出蓮仁位置的軸向力較大，最容易產(chǎn)生崩碎。

圖4 不同鉆頭進(jìn)給速度下的軸向力-時(shí)間曲線Fig.4 Axial force-time curves at different feeding speeds of drill

定義每組 FZ-t曲線上軸向力的峰值作為該組仿真的軸向力大小，將各個(gè)水平對(duì)應(yīng)的軸向力導(dǎo)入origin軟件中生成折線圖，如圖5所示。

圖5 各因素對(duì)鉆削軸向力的影響規(guī)律Fig.5 Influence of various factors on axial drilling force

由圖 5可知，鉆削軸向力隨鉆頭進(jìn)給速度、鉆頭直徑的增大而增大，隨著蓮仁含水率、鉆頭轉(zhuǎn)速的增大而減小，而壓輥夾緊力則對(duì)其影響不大。

以不同鉆頭進(jìn)給速度為例，通過(guò)Deform3D后處理查看應(yīng)變結(jié)果，其應(yīng)變?cè)茍D如圖 6所示，圖中給出了蓮仁在不同鉆頭進(jìn)給速度下的應(yīng)變分布。不同壓輥夾緊力下的蓮仁應(yīng)變?cè)茍D如圖7所示。

圖6 不同鉆頭進(jìn)給速度下的蓮仁應(yīng)變?cè)茍DFig.6 Strain contours of lotus kernel under different feeding speeds of drill

圖7 不同壓輥夾緊力下的蓮仁應(yīng)變?cè)茍DFig.7 Strain contours of lotus kernel under different clamping forces of press roller

由圖6可知，應(yīng)變主要集中分布在蓮仁兩端的區(qū)域，因此在鉆削去心過(guò)程中，蓮仁兩端容易產(chǎn)生剝落。當(dāng)鉆頭進(jìn)給速度不同時(shí)，應(yīng)變分布規(guī)律基本一致，但大小不同，變形程度隨鉆頭進(jìn)給速度的增大而增大。對(duì)比其他因素不同水平的蓮仁應(yīng)變?cè)茍D，可發(fā)現(xiàn)當(dāng)鉆頭進(jìn)給速度、鉆頭直徑越大，蓮仁含水率、鉆頭轉(zhuǎn)速越低時(shí)，蓮仁的應(yīng)變程度越大，即越容易產(chǎn)生剝落，這與鉆削軸向力的變化規(guī)律相一致。

由圖 7可知，不同壓輥夾緊力下的蓮仁最大應(yīng)變相差不大，并且大變形區(qū)域主要位于蓮仁左右兩端的鉆頭進(jìn)出位置。通過(guò)對(duì)比蓮仁上端受壓處的節(jié)點(diǎn)應(yīng)變值，可以發(fā)現(xiàn)夾緊力越大，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變也越大。因此，壓輥夾緊力過(guò)大將導(dǎo)致蓮仁破碎。

3 鉆削力測(cè)試試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)儀器

試驗(yàn)儀器有：Kistler測(cè)力儀（型號(hào)：9123C，產(chǎn)地：瑞士，線性度：小于±2%）；數(shù)控加工中心（型號(hào)：DMU80T，產(chǎn)地：德國(guó)，定位精度：0.002 mm）；不同規(guī)格的麻花鉆。

3.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)方案與仿真方案相同，其中，通過(guò)干燥或加濕處理來(lái)得到需要的含水率值。

試驗(yàn)前，將選定好的麻花鉆安裝在加工中心主軸上，根據(jù)試驗(yàn)方案輸入主軸的轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度，每次試驗(yàn)均設(shè)定主軸向下移動(dòng)的距離為20 mm，保證蓮仁被鉆穿。蓮仁安裝夾具通過(guò)螺栓與力傳感器連接，一同固定在機(jī)床工作臺(tái)上。在夾具中安裝蓮仁時(shí)，借助尋邊器找正蓮仁位置，根據(jù)尋邊器在多點(diǎn)多個(gè)方向的檢測(cè)數(shù)據(jù)，調(diào)整蓮仁位置，使鉆頭軸線基本對(duì)準(zhǔn)蓮仁外廓的幾何軸線，如圖8所示。

圖8 鉆削力測(cè)試試驗(yàn)裝置Fig.8 Drilling force test device

試驗(yàn)過(guò)程中，Kistler測(cè)力儀數(shù)據(jù)采集器將自動(dòng)采集并記錄X、Y、Z 3個(gè)方向的力與時(shí)間數(shù)據(jù)，試驗(yàn)結(jié)束后，將數(shù)據(jù)結(jié)果導(dǎo)出，每組試驗(yàn)重復(fù)5次。

3.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

以不同鉆頭進(jìn)給速度為例，將試驗(yàn)數(shù)據(jù)導(dǎo)入 origin軟件中進(jìn)行處理，生成軸向力隨時(shí)間變化曲線，圖 9表示不同鉆頭進(jìn)給速度下的軸向力-時(shí)間曲線。

圖9 不同鉆頭進(jìn)給速度試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Test results of different feeding speeds of drill

所得到的 FZ-t曲線變化規(guī)律與仿真結(jié)果基本一致，且仿真與試驗(yàn)獲得的最大軸向力大小接近，最大偏差為20.4%，產(chǎn)生偏差的原因可能為：1）在仿真中設(shè)置的材料力學(xué)參數(shù)是由試驗(yàn)測(cè)得，與蓮仁的實(shí)際力學(xué)參數(shù)可能存在一定偏差；2）蓮仁的實(shí)際形狀與在軟件中建立的三維模型存在差別；3）蓮仁材料的本構(gòu)模型與軟件中的選用的本構(gòu)模型存在差異。

定義每組試驗(yàn) FZ-t曲線上軸向力的峰值作為該組試驗(yàn)的軸向力大小，將每組試驗(yàn)測(cè)得的軸向力數(shù)據(jù)導(dǎo)入origin軟件中生成折線圖如圖10所示。

圖10 軸向力峰值與各因素的關(guān)系Fig.10 Relationship between peak value of axial force and various factors

由圖10可知，鉆削軸向力會(huì)隨著鉆頭進(jìn)給速度、鉆頭直徑的增大而增大，隨著鉆頭轉(zhuǎn)速、蓮仁含水率的增大而減小。這與仿真分析結(jié)果相吻合。通過(guò)對(duì)比軸向力峰值，得到平均偏差為12.7%，最大偏差為20.4%，試驗(yàn)與仿真結(jié)果偏差在允許范圍內(nèi)，因此可以判斷仿真結(jié)果是有效的。

4 蓮仁去心崩碎工藝參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)

為評(píng)價(jià)各影響因素對(duì)蓮仁崩碎的實(shí)際影響，對(duì)各因素進(jìn)行單因素試驗(yàn)；并在單因素試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行正交試驗(yàn)，以獲得最優(yōu)工藝參數(shù)組合。

4.1 試驗(yàn)設(shè)備及因素

試驗(yàn)設(shè)備包括蓮仁去心試驗(yàn)臺(tái)、接料盤(pán)、電子天平等。蓮仁去心試驗(yàn)臺(tái)是作者基于本文試驗(yàn)需要所設(shè)計(jì)的專用試驗(yàn)設(shè)備。該試驗(yàn)臺(tái)由機(jī)架、滑臺(tái)、壓輥、滾子、連桿、調(diào)速電機(jī)、步進(jìn)電機(jī)、鉆頭、力傳感器和位移傳感器等組成，如圖11所示。鉆頭通過(guò)鉆夾頭安裝在調(diào)速電機(jī)上，調(diào)速電機(jī)通過(guò)自適應(yīng)機(jī)構(gòu)安裝在滑臺(tái)上，滑臺(tái)由步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動(dòng)。壓輥對(duì)蓮仁的作用力大小通過(guò)加配重的方式來(lái)改變，并通過(guò)力傳感器檢測(cè)。

圖11 蓮仁去心試驗(yàn)臺(tái)Fig.11 Lotus kernel coring test bench

該試驗(yàn)臺(tái)主要測(cè)試蓮仁含水率（Md，%），壓輥夾緊力（F，N）、鉆頭直徑（D，mm）、鉆頭轉(zhuǎn)速（n，r/min）、鉆頭進(jìn)給速度（v，mm/s）等因素對(duì)蓮仁崩碎的影響。

4.2 試驗(yàn)樣本

試驗(yàn)樣本采用成熟的去殼湘蓮，由湖南映日荷花股份有限公司提供。隨機(jī)選取蓮仁作測(cè)試樣本，其長(zhǎng)度在13～15.0 mm之間,直徑在11～14 mm之間，千粒質(zhì)量約

965 g。

4.3 試驗(yàn)指標(biāo)

試驗(yàn)指標(biāo)定義為蓮仁的崩碎率P。崩碎率是指蓮仁在去心過(guò)程中產(chǎn)生碎裂的蓮仁數(shù)量與總數(shù)之比，崩碎率 P包括破碎率Q和剝落率R，其表達(dá)式如式（7）、（8）、（9）所示。

式中n1為被破碎的蓮仁數(shù)量；n2為產(chǎn)生剝落的蓮仁數(shù)量；n3為去心合格的蓮仁數(shù)量。

4.4 單因素試驗(yàn)

4.4.1 單因素試驗(yàn)安排

對(duì)各因素分別進(jìn)行單因素試驗(yàn)，各水平重復(fù) 3次試驗(yàn)，每次試驗(yàn)蓮仁樣本數(shù)為 500粒，結(jié)果取平均值，將數(shù)據(jù)導(dǎo)入origin軟件中生成折線圖。

單因素試驗(yàn)方案如下：1）將蓮仁含水率設(shè)置為5個(gè)水平（通過(guò)干燥和加濕的方法），試驗(yàn)測(cè)得蓮仁的實(shí)際含水率分別為5.52%、7.78%、10.29%、12.47%、15.06%；2）將壓輥夾緊力設(shè)置7個(gè)水平，分別為32、35、38、41、44、47、50 N；3）將鉆頭直徑安排6個(gè)水平，分別為2、2.2、2.5、2.8、3、3.2；4）將鉆頭轉(zhuǎn)速設(shè)置 6水平，分別為 500、1 000、1 500、2 000、2 500、3 000；5）將鉆頭進(jìn)給速度設(shè)置6水平，分別為20、25、30、35、40、45。

4.4.2 單因素試驗(yàn)結(jié)果與分析

各因素試驗(yàn)結(jié)果如圖12所示。

圖12 單因素試驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Results of Single factor test

由圖12可知，含水率對(duì)蓮仁破碎率和剝落率均有較大影響。破碎率隨蓮仁含水率的增加而增加，剝落率隨蓮仁含水率的增加而降低。這是因?yàn)楹试黾訒r(shí)，蓮仁的抗壓強(qiáng)度減小，更容易被破碎。而蓮仁的軸向力和脆性則會(huì)隨含水率增加而減小，因此鉆心時(shí)不容易產(chǎn)生剝落。當(dāng)蓮仁含水率為7.78%時(shí)，崩碎率為最小值。

壓輥夾緊力對(duì)蓮仁破碎率的影響較大，對(duì)剝落率的影響較小。破碎率隨著壓輥夾緊力增加而增大，反之減少，但當(dāng)壓輥夾緊力小到一定程度后，破碎率又會(huì)增大，這是因?yàn)閴狠亰A緊力太小，蓮仁會(huì)發(fā)生位置變動(dòng)，從而導(dǎo)致蓮仁鉆銷(xiāo)去心時(shí)碎裂；試驗(yàn)測(cè)得當(dāng)壓輥夾緊力為38 N時(shí)，蓮仁破碎率最小。

鉆頭直徑對(duì)破碎率和剝落率均有較大影響。隨著鉆頭直徑增大，破碎率和剝落率均增加。這是因?yàn)殂@頭直徑增大，軸向力增大，導(dǎo)致剝落率增加，又由于蓮仁所受載荷的增加，使得其更容易產(chǎn)生破碎。鉆頭直徑越小，破碎率和剝落率均減少，但鉆頭直徑小于2.2 mm時(shí)，部分蓮仁不能將蓮心完全去除而影響去心質(zhì)量。

鉆頭轉(zhuǎn)速對(duì)破碎率的影響很小，對(duì)剝落率有一定的影響，且隨鉆頭轉(zhuǎn)速增加剝落率減小。這是因?yàn)檗D(zhuǎn)速增大時(shí)，軸向力將減小，從而導(dǎo)致剝落率減小。因此，選擇較高鉆頭轉(zhuǎn)速有利于降低剝落率。

鉆頭進(jìn)給速度對(duì)破碎率的影響較小，對(duì)剝落率的影響較大，且剝落率隨鉆頭進(jìn)給速度增加而增大。這是因?yàn)殂@頭進(jìn)給速度越大，軸向力越大，蓮仁兩端容易引起

應(yīng)力集中，導(dǎo)致蓮仁更容易剝落。由于進(jìn)給速度還影響生產(chǎn)效率，故實(shí)際生產(chǎn)中進(jìn)給速度也不能太小。

4.5 正交優(yōu)化試驗(yàn)

為得到最優(yōu)的工藝參數(shù)，選擇前面單因素試驗(yàn)中對(duì)崩碎率影響較大的因素開(kāi)展正交試驗(yàn)，結(jié)合加工過(guò)程實(shí)際情況，含水率、壓輥夾緊力以及鉆頭直徑之間可能存在交互作用，因此需對(duì)該交互因素進(jìn)行研究。采用13因素3水平標(biāo)準(zhǔn)正交表L27(313)，共進(jìn)行27組試驗(yàn)，每次試驗(yàn)重復(fù) 3次，結(jié)果取其平均值，每次試驗(yàn)取蓮仁樣本數(shù)500粒。

4.5.1 水平規(guī)劃

選擇單因素試驗(yàn)中各因素對(duì)應(yīng)崩碎率較小的水平作為正交試驗(yàn)的水平，各因素選擇的水平如表3所示。

表3 蓮仁去心崩碎影響試驗(yàn)因素水平Table 3 Factors and levels of tests affecting crumbling of lotus kernel during process of removing core

4.5.2 試驗(yàn)結(jié)果與方差分析

正交試驗(yàn)方案和試驗(yàn)結(jié)果如表 4所示，崩碎率指標(biāo)對(duì)應(yīng)的極差結(jié)果如表 5所示，其中各因素下的水平編號(hào)與表3對(duì)應(yīng)。

表4 正交試驗(yàn)方案與試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Orthogonal test scheme and test results

由于該正交試驗(yàn)各因素有 3個(gè)水平，交互因素在正交試驗(yàn)表中占 2列，不適合用極差分析對(duì)因素主次地位進(jìn)行排序，因此將表 4中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析，分析結(jié)果如表6所示。

表6 崩碎率、破碎率和剝落率方差分析結(jié)果Table 6 Results of variance analysis of crumbling rate, crush rate and spalling rate

由表 6可知，破碎率的主要影響因素依次為蓮仁含水率、壓輥夾緊力、鉆頭直徑；剝落率的主要影響因素依次為蓮仁含水率、鉆頭進(jìn)給速度、鉆頭直徑、鉆頭轉(zhuǎn)速；總的崩碎率的主要影響因素依次為蓮仁含水率、鉆頭直徑、壓輥夾緊力、鉆頭進(jìn)給速度，與前面單因素試驗(yàn)結(jié)果相符。因此，各因素對(duì)照表 5選取最佳水平，最終得到優(yōu)化水平組合為 A2C1B2E1D3，該組合也是正交試驗(yàn)方案中崩碎率最低的參數(shù)組合。

5 結(jié) 論

1）對(duì)蓮仁鉆削去心過(guò)程進(jìn)行了力學(xué)分析，建立了蓮仁鉆削去心的力學(xué)模型，得出引起蓮仁鉆削崩碎的主要因素為壓輥夾緊力、鉆頭直徑、進(jìn)給量、轉(zhuǎn)速和蓮仁含水率。用Deform 3D對(duì)蓮仁鉆削去心加工過(guò)程進(jìn)行了切削仿真，獲得了不同工藝參數(shù)條件下鉆削軸向力變化曲線以及蓮仁應(yīng)變?cè)茍D，得出在蓮仁兩端即鉆頭開(kāi)始鉆入和即將鉆出位置，軸向力最大，變形最大，是蓮仁去心容易發(fā)剝落的薄弱位置。鉆頭直徑越大、進(jìn)給速度越快、轉(zhuǎn)速越低，蓮仁含水率越小，蓮仁的變形程度越大，越容易引起剝落，而壓輥夾緊力越大蓮仁越容易產(chǎn)生破碎。

2）用Kistler測(cè)力儀測(cè)試了蓮仁在鉆削去心過(guò)程中的軸向力變化規(guī)律，得到了進(jìn)給速度、切削速度、鉆頭直徑等工藝參數(shù)在不同水平下的軸向力-時(shí)間曲線及軸向力峰值與鉆頭進(jìn)給速度、直徑和轉(zhuǎn)速等參數(shù)的折線圖。結(jié)果表明鉆削軸向力峰值隨鉆頭直徑和進(jìn)給速度的增大而增大，隨鉆頭轉(zhuǎn)速、蓮仁含水率的增大而減小，實(shí)測(cè)值與仿真值基本一致，軸向力峰值平均偏差為12.7%。

3）基于作者研制的專用蓮仁去心試驗(yàn)臺(tái)，采用單因素試驗(yàn)方法，得到了各影響因素對(duì)蓮仁的破碎率、剝落率及崩碎率的影響規(guī)律。測(cè)試結(jié)果表明破碎率主要隨著壓輥夾緊力、含水率和鉆頭直徑的增加而增加，但壓輥夾緊力也不能太小，太小的夾緊力因不能夾緊蓮仁而增加其破碎；剝落率主要隨著含水率和鉆頭轉(zhuǎn)速的增加而減少，隨著鉆頭直徑和鉆頭進(jìn)給速度的增加而增加。

4）在單因素試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行正交優(yōu)化試驗(yàn)，通過(guò)方差分析，得到破碎率主要影響因素依次為蓮仁含水率、壓輥夾緊力、鉆頭直徑；剝落率主要影響因素依次為蓮仁含水率、鉆頭進(jìn)給速度、鉆頭直徑、鉆頭轉(zhuǎn)速；崩碎率主要影響因素依次為蓮仁含水率、鉆頭直徑、壓輥夾緊力、鉆頭進(jìn)給速度。最優(yōu)參數(shù)組合為蓮仁含水率7.78%、鉆頭直徑 2.2 mm、壓輥夾緊力 38 N、鉆頭進(jìn)給速度20 mm/s、鉆頭轉(zhuǎn)速3 000 r/min，對(duì)應(yīng)的崩碎率為2.5%.

本文所獲得的鉆削去心相關(guān)因素對(duì)蓮仁崩碎的影響規(guī)律以及蓮仁鉆削去心優(yōu)化工藝參數(shù)，可為蓮仁鉆削去心設(shè)備的研發(fā)提供參考。