蓮仁鉆削去心過程力學特性及減損工藝參數優化

馬秋成，鄧飛龍，雷林韜，馬 婕，劉 昆，柳錄湘

（1. 湘潭大學機械工程學院，湘潭 411105； 2. 蘭卡斯特大學科學與技術學院，英國蘭卡斯特）

0 引 言

蓮仁含蛋白質、淀粉、維生素 E等營養成分，是一種優質的保健食品[1-6]。由于新鮮蓮子易于變質，一般將其脫水曬干，得到干殼蓮子以便長期貯存[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]，隨著蓮子產業規模的擴大，蓮仁機械去心技術發展迅速。蓮仁機械去心，是用旋轉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]，在鉆削去心過程中，會伴隨蓮仁崩碎現象的發生。蓮仁崩碎不僅會增加蓮仁的加工損耗，同時也破壞蓮仁的外觀品質，因此研究蓮仁在機械去心過程中的力學特性，探討相關工藝參數對蓮仁崩碎的影響規律，并進行工藝參數優化，對提高蓮仁的加工品質具有重要意義。

國內部分學者開展了對蓮子的相關研究。謝麗娟等[14]用壓縮試驗法測試了各種工況下殼蓮的機械特性，分析了蓮子等級和加載速率對蓮子破殼力的影響，測定了不同部位破殼力的差異。劉木華等[15]對干殼蓮子物理參數進行了試驗研究，測試了干殼蓮子的單粒質量、含水量、殼蓮平均直徑和殼皮厚度等參數。謝麗娟等[16]對蓮子脫殼過程，建立了受靜態正壓力的有限元模型，分析了蓮子在多種工況下的應力、應變情況。本文作者在前期研究中，采用壓縮試驗方法測試了蓮仁的彈性模量、抗壓強度和擠壓極限載荷，用回歸分析方法建立了蓮仁彈性模量、抗壓強度與含水率關系的回歸方程，用有限元法建立了蓮仁的壓縮力學模型[17]。為研究鉆削加工過程中材料的損傷破壞機理，國內外學者對相關研究方法進行了探討。安立寶等利用ABAQUS軟件模擬碳纖維復合材料的鉆削過程，分析了切削用量和刀具幾何參數對鉆削質量的影響[18]；彭廣盼等[19]采用 DEFORM3D軟件對鉆削鈿材料過程中的應力應變、鉆削溫度和鉆削軸向力進行了仿真研究，得到了相關工藝參數及其影響規律；溫泉等[20]用硬質合金麻花鉆對碳纖維樹脂基復合材料進行小孔鉆削試驗，研究了工藝參數、刀具磨損對切削力和制孔質量的影響規律；柳柏魁等[21]用有限元仿真與正交試驗分析方法，獲得了不同工藝參數對鉆削力及鉆削溫度的影響；文懷興等[22]利用大棗去核設備進行大棗去核試驗，得到相關工藝參數與大棗造碎率的關系以及優化工藝參數組合。在現有研究中，關于蓮仁鉆削去心過程的力學特性和工藝參數優化國內外鮮有文獻報道。

蓮仁在鉆削去心過程中發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。為探討蓮仁的鉆削加工特性，揭示蓮仁崩碎的內在規律，本文擬以滾動式蓮仁去心機為對象，對蓮仁在鉆削去心過程中的力學行為進行分析，對在不同工況條件下的鉆削去心過程進行仿真模擬，并采取單因素試驗和正交試驗相結合的方法，找出影響蓮仁加工崩碎的主要因素及其規律，以獲取蓮仁鉆削去心的優化工藝參數。

1 蓮仁去心力學分析

蓮仁去心機的結構形式有多種，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，蓮仁落入 2個滾輪的定位槽中，兩滾輪同向旋轉，在滾輪摩擦力作用下，蓮仁繞自身軸線旋轉，由于蓮仁的外形呈橢球狀，其軸線會自動調整并最終與滾輪的軸線平行。蓮仁定位后，壓輥向下運動，并將其壓緊，然后鉆頭隨滑臺往前移動將蓮心去除。

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

根據蓮仁定心原理，蓮仁在鉆削去心過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，蓮子在加工時所受外力主要為壓輥對蓮仁的夾緊力、滾子的支撐力、切向和周向摩擦力，以及鉆頭切削時的軸向力和扭矩，其中支撐力、周向和切向摩擦力與壓輥對蓮仁的夾緊力相關，均隨壓輥夾緊力增大而增大。因此，蓮仁在加工過程崩碎的主要外力因素為：壓輥對蓮仁的夾緊力、鉆頭切削時的軸向力和扭矩。

鉆頭切削時的軸向力和扭矩比較復雜，需進行簡化。鉆頭的主、副切削刃以及橫刃對蓮仁產生的切削力分別為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，圖中假設麻花鉆的旋向為右旋（在圖2b中逆時針方向旋轉）。鉆頭的幾何特征決定其徑向力和切向力關于自身軸線對稱，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和切向力所產生的扭矩MX，其中軸向力由FZ0、FZ1、FZ2這3個分量疊加而成。軸向力和扭矩表達式如式（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

在鉆削過程中，軸向力主要是由主切削刃和橫刃產生，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生，因此軸向力和扭矩的表達式可簡化為

將鉆削過程中的主切削刃、橫刃產生的軸向力及主切削刃產生的切向力公式[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為進給量，mm；τC為蓮仁剪應力，MPa；θ為主切削刃產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給量等參數相關，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，在鉆削去心過程中，鉆頭轉速對軸向力和扭矩也有影響，在進給量一定的情況下，轉速越高，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、進給量、鉆頭轉速和蓮仁含水率。

2 鉆削去心有限元分析

在去心過程中，鉆削軸向力會隨時間動態變化，且與相關工藝參數密切相關。為探究蓮仁崩碎規律，本文利用專業的切削有限元分析軟件Deform 3D對鉆削去心過程進行仿真分析。

2.1 建立蓮仁三維模型

本文以湘蓮為研究對象，蓮仁的幾何參數和物性參數均以湘蓮主產區湖南省湘潭縣花石鎮所產湘蓮為依據。蓮仁形狀不規則，大致呈橢球形，據統計，干蓮仁的直徑和長度在12和14 mm左右時出現的頻率最高[15,26]，故選擇直徑為12 mm、長度為14 mm的蓮仁建立幾何模型。

建模之前先用三坐標測量機（型號：MQ8106HA）測量蓮仁的外輪廓關鍵點，沿蓮仁軸線分 8層測量，每層測量 20～30個點。然后將蓮仁沿分型面分成兩瓣，再測量蓮仁內腔的關鍵點。基于所測得蓮仁內外輪廓點的坐標數據，在NX10.0軟件中擬合得到蓮仁的三維模型，然后將模型導入Deform 3D前處理模塊。由于蓮心質地較軟，且與蓮仁的附著力很小，對蓮仁鉆削去心時鉆削力的影響可以忽略，故在建立蓮仁模型時，將其忽略。

2.2 材料參數設置

麻花鉆的材料為高速鋼(Hss-General)；蓮仁的本構模型參照文獻[26-27]，材料熱性能參數參照文獻[28-29]中的值，彈性模量、抗壓強度、密度等物理參數采用文獻[17]中壓縮試驗的測定值，各參數設置如表1所示。

表1 蓮仁材料參數值Table 1 Parameter values of lotus kernel material

2.3 模型網格劃分及載荷約束設置

采用 Deform3D自適應網格劃分技術對蓮仁和鉆頭進行網格劃分，網格類型均為十節點四面體網格，網格尺寸形式定義為相對尺寸，同時對蓮仁的中間區域以及鉆頭的切削區域進行網格加密。

根據蓮仁在鉆削過程中的受力狀態，同時考慮仿真模型的簡化，其邊界條件設置如圖 3所示，在蓮仁與壓輥接觸處施加垂直向下的節點力，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 蓮仁的邊界條件設置Fig.3 Setting of boundary conditions of lotus kernel

2.4 網格無關性驗證

在進行仿真前，需對網格進行無關性驗證，固定各邊界條件和參數，以蓮仁最大應變為目標值，分別對：1）蓮仁網格數15 000，鉆頭網格數30 000；2）蓮仁網格數25 000，鉆頭網格數50 000；3）蓮仁網格數35 000，鉆頭網格數70 000 3組網格數量進行仿真計算，得到1）組和2）組之間的最大應變差值為0.35 mm/mm，約為1）組最大應變的 8.95%，2）組和 3）組之間的最大應變差值為0.11 mm/mm，約為2）組最大應變的3.05%。因此，綜合計算精度和計算效率，確定采用蓮仁網格數25 000，鉆頭網格數50 000進行仿真模擬。

2.5 仿真方案設計

由前文分析可知，鉆頭進給速度、鉆頭進給量、鉆頭直徑、鉆頭轉速、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律，本文結合作者前期研制的蓮仁鉆削去心試驗臺的加工參數，采用均分法進行單因素仿真分析，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

研究鉆頭進給速度對鉆削軸向力的影響時，各固定因素的取值基于初期試驗結果選擇：鉆頭直徑取2.5 mm、鉆頭轉速取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 20組工況進行仿真求解。在分析模型中，用密度、彈性模量及抗壓強度等參數來模擬不同含水率的蓮仁，蓮仁各含水率所對應的物性參數參考文獻[17]。

2.6 仿真結果分析

以不同鉆頭進給速度下的軸向力為例，將每組仿真結果中的軸向力（Z向力）數據導入origin軟件進行處理，可得不同工況下的軸向力隨時間的變化曲線。不同進給速度下的FZ-t變化曲線如圖4所示。

由圖 4可知，軸向力隨時間不斷變化，不同參數對應的FZ-t曲線變化規律大致相同，曲線的兩端存在2個較明顯的波峰，而中間部分的軸向力很小。即在整個鉆心過程中，當鉆頭開始與蓮仁接觸后，軸向力迅速增大到最大值，當鉆頭逐漸鉆入蓮仁內部后，由于其內部存在空腔，此時軸向力很小，當鉆頭繼續進給與蓮仁的另一端接觸后，軸向力又迅速增大。最后當鉆頭將蓮仁貫穿后，軸向力快速下降到最小值。因此，在整個鉆心過程中，鉆頭剛開始鉆入和即將鉆出蓮仁位置的軸向力較大，最容易產生崩碎。

圖4 不同鉆頭進給速度下的軸向力-時間曲線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，將各個水平對應的軸向力導入origin軟件中生成折線圖，如圖5所示。

圖5 各因素對鉆削軸向力的影響規律Fig.5 Influence of various factors on axial drilling force

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

以不同鉆頭進給速度為例，通過Deform3D后處理查看應變結果，其應變云圖如圖 6所示，圖中給出了蓮仁在不同鉆頭進給速度下的應變分布。不同壓輥夾緊力下的蓮仁應變云圖如圖7所示。

圖6 不同鉆頭進給速度下的蓮仁應變云圖Fig.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變云圖Fig.7 Strain contours of lotus kernel under different clamping forces of press roller

由圖6可知，應變主要集中分布在蓮仁兩端的區域，因此在鉆削去心過程中，蓮仁兩端容易產生剝落。當鉆頭進給速度不同時，應變分布規律基本一致，但大小不同，變形程度隨鉆頭進給速度的增大而增大。對比其他因素不同水平的蓮仁應變云圖，可發現當鉆頭進給速度、鉆頭直徑越大，蓮仁含水率、鉆頭轉速越低時，蓮仁的應變程度越大，即越容易產生剝落，這與鉆削軸向力的變化規律相一致。

由圖 7可知，不同壓輥夾緊力下的蓮仁最大應變相差不大，并且大變形區域主要位于蓮仁左右兩端的鉆頭進出位置。通過對比蓮仁上端受壓處的節點應變值，可以發現夾緊力越大，節點的應變也越大。因此，壓輥夾緊力過大將導致蓮仁破碎。

3 鉆削力測試試驗

3.1 試驗儀器

試驗儀器有：Kistler測力儀（型號：9123C，產地：瑞士，線性度：小于±2%）；數控加工中心（型號：DMU80T，產地：德國，定位精度：0.002 mm）；不同規格的麻花鉆。

3.2 試驗方案

試驗方案與仿真方案相同，其中，通過干燥或加濕處理來得到需要的含水率值。

試驗前，將選定好的麻花鉆安裝在加工中心主軸上，根據試驗方案輸入主軸的轉速和進給速度，每次試驗均設定主軸向下移動的距離為20 mm，保證蓮仁被鉆穿。蓮仁安裝夾具通過螺栓與力傳感器連接，一同固定在機床工作臺上。在夾具中安裝蓮仁時，借助尋邊器找正蓮仁位置，根據尋邊器在多點多個方向的檢測數據，調整蓮仁位置，使鉆頭軸線基本對準蓮仁外廓的幾何軸線，如圖8所示。

圖8 鉆削力測試試驗裝置Fig.8 Drilling force test device

試驗過程中，Kistler測力儀數據采集器將自動采集并記錄X、Y、Z 3個方向的力與時間數據，試驗結束后，將數據結果導出，每組試驗重復5次。

3.3 試驗結果與分析

以不同鉆頭進給速度為例，將試驗數據導入 origin軟件中進行處理，生成軸向力隨時間變化曲線，圖 9表示不同鉆頭進給速度下的軸向力-時間曲線。

圖9 不同鉆頭進給速度試驗結果Fig.9 Test results of different feeding speeds of drill

所得到的 FZ-t曲線變化規律與仿真結果基本一致，且仿真與試驗獲得的最大軸向力大小接近，最大偏差為20.4%，產生偏差的原因可能為：1）在仿真中設置的材料力學參數是由試驗測得，與蓮仁的實際力學參數可能存在一定偏差；2）蓮仁的實際形狀與在軟件中建立的三維模型存在差別；3）蓮仁材料的本構模型與軟件中的選用的本構模型存在差異。

定義每組試驗 FZ-t曲線上軸向力的峰值作為該組試驗的軸向力大小，將每組試驗測得的軸向力數據導入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系Fig.10 Relationship between peak value of axial force and various factors

由圖10可知，鉆削軸向力會隨著鉆頭進給速度、鉆頭直徑的增大而增大，隨著鉆頭轉速、蓮仁含水率的增大而減小。這與仿真分析結果相吻合。通過對比軸向力峰值，得到平均偏差為12.7%，最大偏差為20.4%，試驗與仿真結果偏差在允許范圍內，因此可以判斷仿真結果是有效的。

4 蓮仁去心崩碎工藝參數優化試驗

為評價各影響因素對蓮仁崩碎的實際影響，對各因素進行單因素試驗；并在單因素試驗的基礎上進行正交試驗，以獲得最優工藝參數組合。

4.1 試驗設備及因素

試驗設備包括蓮仁去心試驗臺、接料盤、電子天平等。蓮仁去心試驗臺是作者基于本文試驗需要所設計的專用試驗設備。該試驗臺由機架、滑臺、壓輥、滾子、連桿、調速電機、步進電機、鉆頭、力傳感器和位移傳感器等組成，如圖11所示。鉆頭通過鉆夾頭安裝在調速電機上，調速電機通過自適應機構安裝在滑臺上，滑臺由步進電機驅動。壓輥對蓮仁的作用力大小通過加配重的方式來改變，并通過力傳感器檢測。

圖11 蓮仁去心試驗臺Fig.11 Lotus kernel coring test bench

該試驗臺主要測試蓮仁含水率（Md，%），壓輥夾緊力（F，N）、鉆頭直徑（D，mm）、鉆頭轉速（n，r/min）、鉆頭進給速度（v，mm/s）等因素對蓮仁崩碎的影響。

4.2 試驗樣本

試驗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。隨機選取蓮仁作測試樣本，其長度在13～15.0 mm之間,直徑在11～14 mm之間，千粒質量約

965 g。

4.3 試驗指標

試驗指標定義為蓮仁的崩碎率P。崩碎率是指蓮仁在去心過程中產生碎裂的蓮仁數量與總數之比，崩碎率 P包括破碎率Q和剝落率R，其表達式如式（7）、（8）、（9）所示。

式中n1為被破碎的蓮仁數量；n2為產生剝落的蓮仁數量；n3為去心合格的蓮仁數量。

4.4 單因素試驗

4.4.1 單因素試驗安排

對各因素分別進行單因素試驗，各水平重復 3次試驗，每次試驗蓮仁樣本數為 500粒，結果取平均值，將數據導入origin軟件中生成折線圖。

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

4.4.2 單因素試驗結果與分析

各因素試驗結果如圖12所示。

圖12 單因素試驗結果Fig.12 Results of Single factor test

由圖12可知，含水率對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。這是因為含水率增加時，蓮仁的抗壓強度減小，更容易被破碎。而蓮仁的軸向力和脆性則會隨含水率增加而減小，因此鉆心時不容易產生剝落。當蓮仁含水率為7.78%時，崩碎率為最小值。

壓輥夾緊力對蓮仁破碎率的影響較大，對剝落率的影響較小。破碎率隨著壓輥夾緊力增加而增大，反之減少，但當壓輥夾緊力小到一定程度后，破碎率又會增大，這是因為壓輥夾緊力太小，蓮仁會發生位置變動，從而導致蓮仁鉆銷去心時碎裂；試驗測得當壓輥夾緊力為38 N時，蓮仁破碎率最小。

鉆頭直徑對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。這是因為鉆頭直徑增大，軸向力增大，導致剝落率增加，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，部分蓮仁不能將蓮心完全去除而影響去心質量。

鉆頭轉速對破碎率的影響很小，對剝落率有一定的影響，且隨鉆頭轉速增加剝落率減小。這是因為轉速增大時，軸向力將減小，從而導致剝落率減小。因此，選擇較高鉆頭轉速有利于降低剝落率。

鉆頭進給速度對破碎率的影響較小，對剝落率的影響較大，且剝落率隨鉆頭進給速度增加而增大。這是因為鉆頭進給速度越大，軸向力越大，蓮仁兩端容易引起

應力集中，導致蓮仁更容易剝落。由于進給速度還影響生產效率，故實際生產中進給速度也不能太小。

4.5 正交優化試驗

為得到最優的工藝參數，選擇前面單因素試驗中對崩碎率影響較大的因素開展正交試驗，結合加工過程實際情況，含水率、壓輥夾緊力以及鉆頭直徑之間可能存在交互作用，因此需對該交互因素進行研究。采用13因素3水平標準正交表L27(313)，共進行27組試驗，每次試驗重復 3次，結果取其平均值，每次試驗取蓮仁樣本數500粒。

4.5.1 水平規劃

選擇單因素試驗中各因素對應崩碎率較小的水平作為正交試驗的水平，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 試驗結果與方差分析

正交試驗方案和試驗結果如表 4所示，崩碎率指標對應的極差結果如表 5所示，其中各因素下的水平編號與表3對應。

表4 正交試驗方案與試驗結果Table 4 Orthogonal test scheme and test results

由于該正交試驗各因素有 3個水平，交互因素在正交試驗表中占 2列，不適合用極差分析對因素主次地位進行排序，因此將表 4中的試驗結果進行方差分析，分析結果如表6所示。

表6 崩碎率、破碎率和剝落率方差分析結果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、鉆頭進給速度、鉆頭直徑、鉆頭轉速；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、鉆頭進給速度，與前面單因素試驗結果相符。因此，各因素對照表 5選取最佳水平，最終得到優化水平組合為 A2C1B2E1D3，該組合也是正交試驗方案中崩碎率最低的參數組合。

5 結 論

1）對蓮仁鉆削去心過程進行了力學分析，建立了蓮仁鉆削去心的力學模型，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、進給量、轉速和蓮仁含水率。用Deform 3D對蓮仁鉆削去心加工過程進行了切削仿真，獲得了不同工藝參數條件下鉆削軸向力變化曲線以及蓮仁應變云圖，得出在蓮仁兩端即鉆頭開始鉆入和即將鉆出位置，軸向力最大，變形最大，是蓮仁去心容易發剝落的薄弱位置。鉆頭直徑越大、進給速度越快、轉速越低，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生破碎。

2）用Kistler測力儀測試了蓮仁在鉆削去心過程中的軸向力變化規律，得到了進給速度、切削速度、鉆頭直徑等工藝參數在不同水平下的軸向力-時間曲線及軸向力峰值與鉆頭進給速度、直徑和轉速等參數的折線圖。結果表明鉆削軸向力峰值隨鉆頭直徑和進給速度的增大而增大，隨鉆頭轉速、蓮仁含水率的增大而減小，實測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臺，采用單因素試驗方法，得到了各影響因素對蓮仁的破碎率、剝落率及崩碎率的影響規律。測試結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速的增加而減少，隨著鉆頭直徑和鉆頭進給速度的增加而增加。

4）在單因素試驗的基礎上進行正交優化試驗，通過方差分析，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、鉆頭進給速度、鉆頭直徑、鉆頭轉速；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、鉆頭進給速度。最優參數組合為蓮仁含水率7.78%、鉆頭直徑 2.2 mm、壓輥夾緊力 38 N、鉆頭進給速度20 mm/s、鉆頭轉速3 000 r/min，對應的崩碎率為2.5%.

本文所獲得的鉆削去心相關因素對蓮仁崩碎的影響規律以及蓮仁鉆削去心優化工藝參數，可為蓮仁鉆削去心設備的研發提供參考。