萬志華，張國忠，徐紅梅，周 勇，唐楠銳，張 晗

夾持式鮮菱角脫殼機(jī)設(shè)計與試驗

萬志華，張國忠※，徐紅梅，周 勇，唐楠銳，張 晗

（1. 華中農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院，武漢 430070；2. 農(nóng)業(yè)農(nóng)村部長江中下游農(nóng)業(yè)裝備重點實驗室位，武漢 430070）

針對鮮菱角手工脫殼率低、菱仁損傷率高等問題，該研究以湖北省浠水縣兩角菱為對象，設(shè)計了一種夾持式鮮菱角脫殼機(jī)。對鮮菱角外形尺寸和力學(xué)性能參數(shù)進(jìn)行了測量，確定采用夾持板與鏈條夾持輸送、圓形齒刀橫切菱角兩側(cè)彎角、對輥擠壓碾搓脫殼的技術(shù)方案。對夾持板、彈性壓緊裝置、橫切刀片和脫殼裝置等主要部件結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計和分析，確定了結(jié)構(gòu)和運動參數(shù)。運用ANSYS Explicit Dynamics模塊對橫切過程進(jìn)行仿真，根據(jù)理論分析和仿真結(jié)果試制了脫殼樣機(jī)，開展了橫切試驗和脫殼試驗。橫切試驗表明，成熟度、輸送速度和刀片轉(zhuǎn)速均對切殼率影響顯著（<0.05），對菱仁損失率影響不顯著（>0.05）。運用Design Expert 12優(yōu)化得橫切裝置最優(yōu)工作參數(shù)為：脆熟菱角、輸送速度0.1 m/s、刀片轉(zhuǎn)速1 000 r/min，該參數(shù)下的平均切殼率為79.41%，平均菱仁損失率為9.82%。采用Box-Benhnken試驗設(shè)計開展三因素二次回歸正交組合試驗，優(yōu)化得到脫殼裝置最優(yōu)工作參數(shù)為：脆熟菱角、慢輥轉(zhuǎn)速59 r/min，線速比1.5，驗證試驗的平均脫殼率為66.52%，平均菱仁破損率為12.83%。研究結(jié)果可為鮮菱角脫殼裝備的研發(fā)提供參考。

有限元法；參數(shù)優(yōu)化；鮮菱角；脫殼；橫切

0 引 言

菱角是特色水生蔬菜之一，營養(yǎng)豐富，具有一定藥用價值[1-3]。菱角栽培不占用基本農(nóng)田，可充分利用池塘、溝渠、湖泊邊緣以及低洼地帶，近年來種植面積和產(chǎn)量逐年增加[4]。鮮菱角經(jīng)脫殼后除用于鮮食外，還可制成罐頭、粉絲、豆腐、啤酒等，附加值較高[5-8]，但因其外形不規(guī)則，菱殼較硬且表面凹凸不平，脫殼難度較大，國內(nèi)外尚無專用的高效菱角脫殼裝備，目前鮮菱角脫殼完全依賴手工操作，存在勞動強(qiáng)度大、生產(chǎn)效率低、人工成本高以及菱仁損傷率高等弊端。根據(jù)調(diào)查，手工脫殼的平均菱仁損傷率約為32%，菱仁損傷形式主要包括斷裂、缺塊、刀痕等。研發(fā)菱角機(jī)械脫殼技術(shù)對促進(jìn)菱角產(chǎn)業(yè)發(fā)展具有重要意義。

針對鮮菱角脫殼機(jī)械裝備需求，李會揚[9]設(shè)計了一種菱角脫殼裝置，在兩條平行鏈條上布置若干個送料模具，先在菱角臍部切開一個缺口，然后在用切殼刀片沿缺口將菱角外殼切開，切開外殼的菱角掉入V型限位機(jī)構(gòu)，并在凸輪的擠壓作用下將菱角果肉推擠出來。沈雯菁等[10]設(shè)計了一種改進(jìn)的菱角剝殼裝置，通過布置于傳送帶上的若干圓柱形輥子對物料進(jìn)行定位，同時利用傳感器感知菱角位置，并通過油缸帶動切殼刀具升降，將菱角殼切除。王平[11]設(shè)計了一種菱角剝皮機(jī)，采用立式結(jié)構(gòu)，通過改變滾筒之間切殼刀的間隙適應(yīng)不同尺寸的菱角，通過滾筒與皮帶相互之間的搓撕作用完成菱角去殼。上述設(shè)備依然存在生產(chǎn)效率低、菱仁損傷率高等弊端。

基于已有研究，本文根據(jù)菱角形狀特征和力學(xué)性能，設(shè)計了一種夾持式鮮菱角脫殼機(jī)，采用夾持板與鏈條夾持輸送、圓形齒刀橫切菱角兩側(cè)彎角、對輥擠壓碾搓的技術(shù)方案進(jìn)行脫殼作業(yè)，通過橫切試驗和脫殼試驗確定脫殼機(jī)橫切裝置和脫殼裝置的最優(yōu)工作參數(shù)，以期為鮮菱角脫殼裝備的進(jìn)一步研發(fā)提供理論參考。

1 鮮菱角尺寸及力學(xué)性能測量

整菱外形尺寸是設(shè)計夾持式鮮菱角脫殼機(jī)夾持板、橫切裝置和脫殼裝置的重要依據(jù)。本文選用產(chǎn)自湖北省浠水縣的兩角菱，其外形呈元寶狀，兩側(cè)有彎角，如圖1a所示。為便于分析菱角三維形位關(guān)系，以其臍部中心為原點建立笛卡爾坐標(biāo)系，如圖1b所示，其中軸代表長度方向，軸代表寬度（厚度）方向，軸代表高度方向。隨機(jī)取鮮菱角樣品200個，用游標(biāo)卡尺分別測量整菱的長度、寬度和高度，結(jié)果如表1所示。

圖1 鮮菱角實物及三軸尺寸示意圖

表1 鮮菱角尺寸測量結(jié)果

鮮菱角在脫殼過程中主要受壓縮和剪切載荷作用。利用TMS-PRO型質(zhì)構(gòu)儀對鮮菱角進(jìn)行壓縮和剪切力學(xué)性能試驗，壓縮試驗選用厚5 mm、底面直徑74 mm的圓柱平板鋼制壓縮頭；剪切試驗選用剪切裝置為長60 mm、寬40 mm、厚0.5 mm 的長方體鋼制剪切刀片，刀片刃口夾角為60°，如圖2所示。

圖2 鮮菱角力學(xué)性能試驗

測量的鮮菱角力學(xué)性能參數(shù)包括整菱和菱仁的壓縮破壞載荷、抗壓強(qiáng)度、剪切破壞載荷和剪切強(qiáng)度，破壞載荷由質(zhì)構(gòu)儀自動采集并傳輸至計算機(jī)，抗壓強(qiáng)度的計算式為[12]

式中σ為抗壓強(qiáng)度，MPa；F為壓縮破壞載荷，N；為壓縮接觸面積，mm2。

剪切強(qiáng)度計算方法為[13]

式中為剪切強(qiáng)度，MPa；F為剪切破壞載荷，N；為剪切受力橫截面面積，mm2。

鮮菱角力學(xué)性能測試結(jié)果如表2所示。

表2 鮮菱角力學(xué)性能測量結(jié)果

2 整機(jī)結(jié)構(gòu)和工作原理

2.1 整機(jī)結(jié)構(gòu)

本文設(shè)計的夾持式鮮菱角脫殼機(jī)將已縱切破殼的鮮菱角通過旋轉(zhuǎn)的橫切刀將兩側(cè)彎角切除，然后通過脫殼膠輥的碾搓擠壓將菱殼剝離。該機(jī)由機(jī)架、夾持傳送裝置、彈性壓緊裝置、橫切裝置、脫殼裝置組成，如圖3所示。夾持傳送裝置含有兩排平行布置的傳動鏈條，傳動鏈條之間安裝若干個夾持板；橫切裝置包括布置于夾持板上方的圓形齒刀；脫殼裝置由一對間隙可調(diào)的擠壓輥組成。

1.機(jī)架 2.帶輪Ⅰ 3.輸送電機(jī) 4.輸送軸 5.帶輪Ⅱ 6.鏈輪 7.夾持板 8.鏈條 9.橫切電機(jī) 10.彈性壓條 11.橫梁 12.橫切刀 13.刀片軸 14. 自適應(yīng)彈簧 15.擋料板 16.膠輥電機(jī)Ⅰ 17.電控箱 18.膠輥Ⅰ 19.膠輥Ⅱ 20.膠輥電機(jī)Ⅱ

2.2 工作原理

工作時，將切開臍部和蒂部的鮮菱角依次放置于夾持板上，夾持板兩側(cè)立板的U形凹槽嵌緊菱角，輸送鏈帶動夾持板將菱角輸送至橫切圓形齒刀下方，圓形齒刀回轉(zhuǎn)將菱角兩側(cè)彎角切除；隨后菱角被輸送鏈輸送并掉入兩脫殼擠壓輥之間，兩擠壓輥線速度不同，形成的搓撕力使菱角果肉與外殼分離。結(jié)合菱角外形結(jié)構(gòu)特點和脫殼作業(yè)所需的動力，計算確定夾持式菱角脫殼機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表3所示。

表3 夾持式鮮菱角脫殼機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

3 關(guān)鍵部件設(shè)計

3.1 橫切裝置

3.1.1 夾持板

夾持板呈U型，由底板、夾持立板組合而成。夾持立板中部有U型槽以用于支撐菱角，如圖4所示。安裝底板上有兩個安裝孔，通過螺釘與輸送鏈條的彎板連接。根據(jù)菱角尺寸確定U型槽半徑為12.2 mm，夾持立板高度為24.5 mm，兩立板間距根據(jù)分級后菱角長度尺寸平均值調(diào)整后加工。

圖4 鮮菱角夾持輸送示意圖

3.1.2 彈性壓緊裝置

彈性壓緊裝置共2組，布置于平行鏈條上方。單組彈性壓緊裝置包括彈性壓條、調(diào)節(jié)彈簧、橫梁和安裝板，如圖5所示。彈性壓條的作用是在菱角橫切時壓住菱角中部，使其不在高度方向發(fā)生位移，通過調(diào)整調(diào)節(jié)彈簧，可以改變彈性壓條對菱角的下壓力。根據(jù)表1鮮菱角外形尺寸，設(shè)計彈性壓條寬度為32 mm，厚度5 mm；彈性壓條的材料選擇不銹鋼，調(diào)整彈簧選擇輕型載荷JIS中壓縮量標(biāo)準(zhǔn)矩形模具彈簧，彈簧自由長度為60 mm，外徑22 mm。根據(jù)壓緊裝置預(yù)試驗結(jié)果，調(diào)整彈簧彈性系數(shù)為27.4 N/mm時，對菱角的壓緊效果最佳。

3.1.3 橫切刀

本機(jī)共有橫切刀4片，對應(yīng)每排鏈條各布置2片，用于切除菱角兩側(cè)彎角。采用齒形刀片，借鑒相關(guān)農(nóng)產(chǎn)品脫殼刀具的設(shè)計方法[14-16]，參考機(jī)械設(shè)計手冊[17]，齒形刀片切削力的計算式為

式中F為刀片主切削力，N；C為刀片類型系數(shù)，C=282[17]；a為切削深度，mm；f為單齒進(jìn)給量，f=0.5 mm[17]；為刀片直徑，mm；為切削寬度，mm；為刀片齒數(shù)；K為材料修正系數(shù)，K=0.028[17]。

1.安裝板 2.橫梁 3.調(diào)節(jié)彈簧 4.彈性壓條

1.Mounting plate 2.Beam 3.Adjusting spring 4.Elastic strip

圖5 彈性壓緊裝置示意圖

Fig.5 Schematic diagram of elastic pressing device

依據(jù)菱角外形尺寸及菱殼厚度測量結(jié)果，整菱平均厚度為24.48 mm，菱角彎角內(nèi)側(cè)平均殼厚為8.4 mm，取切削深度a為8.4 mm，切削寬度為24.48 mm。根據(jù)菱角力學(xué)性能試驗結(jié)果，整菱的最大剪切破殼力F為441.17 N，刀片的主切削力F應(yīng)大于F，故取F為450 N。取刀片齒數(shù)為15，并將上述數(shù)值代入式（3），計算得刀片直徑79.96 mm，取整為80 mm。常用的刀片齒形包括三角形，矩形，鋸齒形等[18-19]，根據(jù)菱角外形尺寸測量數(shù)據(jù)，設(shè)計橫切刀為齒形圓刀片，刃長6.4 mm，單齒弧長12.8 mm，刀刃兩面夾角30°，如圖6所示。

圖6 橫切刀片結(jié)構(gòu)參數(shù)

橫切刀片的工作參數(shù)主要包括刀片轉(zhuǎn)速、兩刀片中心距。刀片轉(zhuǎn)速通過調(diào)速電機(jī)進(jìn)行調(diào)節(jié)。兩刀片中心距需根據(jù)菱角長度尺寸確定，可通過調(diào)節(jié)刀片的安裝位置進(jìn)行調(diào)整，根據(jù)菱角長度尺寸測量結(jié)果，確定的調(diào)節(jié)范圍為44～58 mm。

3.1.4 橫切過程分析

夾持式鮮菱角脫殼機(jī)橫切刀片軸為縱向布置，隨著鏈條和夾持板向前輸送菱角，菱角橫切的切削點也動態(tài)變化。切削點受到的合力可分解為軸向力F、徑向力F和切向力F。徑向力F源于刀片對菱殼的沖擊力，切向力F主要是刀片切割時對菱殼的切削力，軸向力F主要由加工誤差和安裝誤差產(chǎn)生。圖7為菱角在面的受力情況，為簡化計算，合力又可投影到菱角輸送方向即軸方向和刀片進(jìn)給方向即軸方向。

注：ω為橫切刀轉(zhuǎn)速，r·min-1；v為輸送速度，m·s-1。FN1、FN2、FN3為夾持板對菱角的支持力，N；FP為彈性壓條對菱角的壓力，N；FN為徑向力，N；FT為切向力，N；FYZ′為菱角在切削點的合力，N；FY′為合力在Y軸的分力，N；FZ′為合力在Z軸的分力，N；mg為菱角的重力，N。

除受到橫切刀片的作用力，菱角還受到夾持板的支持力、自身重力和彈性壓條的壓力。菱角在面的受力方程為

其中橫切刀片對彎角的合力可表示為

為順利進(jìn)行橫切，需滿足∑F>0，∑F>0。由式（4）結(jié)合圖7可知，通過調(diào)整調(diào)節(jié)彈簧，增大彈性壓條對菱角的壓力，可提高橫切成功率。

為分析橫切過程中刀具與菱角應(yīng)力隨運動參數(shù)的變化規(guī)律，采用ANSYS Explicit Dynamics模塊對橫切機(jī)構(gòu)進(jìn)行運動仿真。

根據(jù)鮮菱角物理參數(shù)和橫切刀結(jié)構(gòu)參數(shù)，設(shè)置鮮菱角材料類型為顯性材料，密度為1.09 g/cm3，剪切模量為4.86 MPa[20]；設(shè)定刀片材料為鋼，密度7.85 g/cm3，剪切模量7.69×104MPa。

定義鮮菱角與刀片的摩擦系數(shù)為0.45，動力系數(shù)為1.05，衰減常數(shù)為0.05[21]。

為使仿真結(jié)果更準(zhǔn)確，將菱角與刀片相互接觸部位的網(wǎng)格單元尺寸設(shè)置為2 mm，其余部位單元尺寸設(shè)置為4 mm，如圖8所示。

圖8 仿真模型網(wǎng)格劃分

在橫切模型中，菱角臍部與蒂部、彎角下方設(shè)置固定約束，模擬夾持板、彈性壓條對菱角的約束作用。菱角的輸送速度取0.1、0.2和0.3 m/s三個水平，刀片轉(zhuǎn)速取600、800和1 000 r/min三個水平，每次仿真各取1個水平。設(shè)置模型仿真時長為1 s，最大時間步長為0.05 s，最小時間步長為0.01 s。

以刀片轉(zhuǎn)速600 r/min，菱角輸送速度0.1 m/s為例，對菱角橫切過程中模型的應(yīng)力分布情況進(jìn)行分析。根據(jù)菱角模型厚度24 mm和初始狀態(tài)菱角與刀片刃口距離，預(yù)估切割過程耗時0.9 s，圖9為0、0.2、0.4和0.8 s的等效應(yīng)力云圖。

圖9 橫切過程等效應(yīng)力

從圖9中可看出，刀片在0.2、0.4和0.8 s的最大應(yīng)力分別約為18.329、10.465和0.021577 MPa，菱殼最大應(yīng)力隨切割進(jìn)程迅速增加然后降低。

固定刀片轉(zhuǎn)速為600 r/min，分別以輸送速度0.2和0.3 m/s進(jìn)行橫切仿真，并記錄模型在0.2 s時的等效應(yīng)力，如圖10所示。對比圖10與圖9b可知，輸送速度越快，菱殼最大應(yīng)力越小。

固定輸送速度為0.1 m/s，分別以刀片轉(zhuǎn)速800和1 000 r/min進(jìn)行橫切仿真，并記錄模型在0.2 s時的等效應(yīng)力，如圖11所示。對比圖11與圖9b，可知，刀片轉(zhuǎn)速越高，菱殼最大應(yīng)力越小。

圖10 橫切過程不同輸送速度的等效應(yīng)力

圖11 橫切過程不同刀片轉(zhuǎn)速的等效應(yīng)力

3.2 脫殼裝置

脫殼裝置對切開臍部與蒂部外殼且切除彎角的菱角進(jìn)行擠壓，使菱殼完全與菱仁分離。脫殼裝置主要由一對脫殼膠輥組成，輥筒表面粘附具有彈性的橡膠，輥筒如圖12所示。

1.傳動軸 2.錐形壓蓋 3.輥筒外殼 4.橡膠

傳動軸一端通過聯(lián)軸器與調(diào)速電機(jī)相連，兩膠輥的轉(zhuǎn)速通過調(diào)速電機(jī)調(diào)節(jié)，傳動軸、錐形壓蓋和輥筒外殼整體焊接在一起。根據(jù)菱角尺寸測定結(jié)果并參考核桃脫殼方法[22]，取輥筒半徑55 mm。

3.2.1 脫殼條件

參考文獻(xiàn)[23]中礱谷脫殼方法，為使鮮菱角順利脫殼，設(shè)定以下工作條件：

1）兩脫殼膠輥直徑相等，膠輥表面材料性質(zhì)相同；

2）兩脫殼膠輥軸線相互平行，轉(zhuǎn)向相反且轉(zhuǎn)速不同；

3）脫殼膠輥表面為完全彈性體，整菱與膠輥表面的摩擦系數(shù)大于菱仁與膠輥表面的摩擦系數(shù)。

3.2.2 起軋參數(shù)

菱角進(jìn)入脫殼區(qū)，其輪廓與輥面相切，切點和膠輥圓心連線與兩輥圓心連線的夾角為起軋角，終止脫殼時的切點和膠輥圓心連線與兩輥圓心連線的夾角為終軋角，如圖13所示。

注：t1為整菱厚度，mm；t2為菱仁厚度，mm；M為菱角在上軋區(qū)的質(zhì)量中心；M′為菱角在下軋區(qū)的質(zhì)量中心；A1為快輥面與菱角在上軋區(qū)的切點；A2為慢輥面與菱角在上軋區(qū)的切點；B1為快輥面與菱角在下軋區(qū)的切點；B2為慢輥面與菱角在下軋區(qū)的切點；O1為快輥截面圓心；O2為慢輥截面圓心；E為兩圓心連線與中心線交點即軋點；C為兩圓心與切點連線的交點；e為軋距，mm；H1為上軋區(qū)長度，mm；H2為下軋區(qū)長度，mm；H為軋區(qū)總長度，mm；α為起軋角，（°）；α'為終軋角，（°）；v1為快輥一側(cè)菱殼分離速度，mm·s-1；v2為慢輥一側(cè)菱殼分離速度，mm·s-1；ω1為快輥轉(zhuǎn)速，r·min-1；ω2為慢輥轉(zhuǎn)速，r·min-1。

3.2.3 脫殼受力分析

菱角脫殼受力分析如圖14所示。菱角剛進(jìn)入兩脫殼輥間時，其速度小于兩輥面線速度，兩輥與菱角都有相對滑動，對菱角的摩擦力與線速度方向相同。當(dāng)菱角的速度被加速至2cosα?xí)r，菱角與慢輥相對靜止，菱角受到快輥的擠壓力F1和摩擦力1、慢輥的擠壓力F2和摩擦力1。此時1與2方向相反且1cosα>2cosα，即兩輥相對于菱角產(chǎn)生了滑動。菱角對兩輥的反作用力使得兩輥面變形并凸起，菱角在兩輥的擠壓搓撕作用下，由于其外殼已沿縱向有切口，接觸快輥的一側(cè)外殼會沿縱向切口被撕分脫離。

當(dāng)菱角到達(dá)兩輥連線中心點時，兩輥對菱角的擠壓力和摩擦力達(dá)到峰值，菱角的速度介于兩輥速度之間，兩側(cè)外殼同時撕裂，外殼與兩輥一起運動，此時菱角所受脫殼力最大。

當(dāng)菱角進(jìn)入下軋區(qū)，快輥一側(cè)的菱殼與菱仁脫開且以速度1分離。在慢輥一側(cè)，菱仁與另一半菱殼產(chǎn)生相對滑動，菱仁速度介于兩輥速度之間，菱殼速度則與慢輥相同。

在上軋區(qū)，因快輥表面有微小變形上移，菱角受力點由1上升至1'，慢輥表面下移，菱角受力點由2下降至2'，兩輥的實際軋角分別為1和2，1>2?？燧亴α饨堑淖饔昧?/p>

慢輥對菱角的作用力為

1與1的夾角為

2與2的夾角為

（9）

由圖14a可知，在上軋區(qū)，1>2，此時快輥面與菱角的摩擦角大于慢輥面，即快輥面與菱角的當(dāng)量摩擦系數(shù)大于慢輥面。

當(dāng)菱角質(zhì)量中心到達(dá)軋點時，快輥與慢輥變形量相等，此時1=2，1=2，1∥2，兩輥對菱角的摩擦力和擠壓力均達(dá)到峰值，擠壓搓撕作用最強(qiáng)，如圖14b所示。

當(dāng)菱角進(jìn)入下軋區(qū)，快輥對菱角的受力點由1上升至1'，慢輥對菱角受力點由2下降至2'，此時兩輥的實際軋角1<2，慢輥面與菱角的摩擦角2大于快輥面對菱角的摩擦角1，如圖14c所示。

注：T1為快輥對菱角的合力，N；F1為快輥對菱角的切向力，N；P1為快輥對菱角的徑向力，N；T2為慢輥對菱角的合力，N；F2為慢輥對菱角的切向力，N；P2為慢輥對菱角的徑向力，N；φ1為快輥切向力與徑向力的夾角，（°）；φ2為慢輥切向力與徑向力的夾角，（°）。A1'、A2'為菱角在上軋區(qū)的受力點，B1'、B2'為菱角在下軋區(qū)的受力點。

4 性能試驗

4.1 樣品制備

試驗材料為產(chǎn)自湖北省黃岡市浠水縣的兩角菱，采摘時間為2021年9月上旬。采摘后挑選顆粒飽滿、表皮無損傷和病蟲害的樣品。前期設(shè)計了一種鮮菱角分級切殼機(jī)，由機(jī)架、電控箱、料斗、輸送帶、分級裝置、縱切裝置等機(jī)構(gòu)組成。鮮菱角在分級滾筒中按尺寸分級后進(jìn)入后側(cè)擋板圍成的縱切通道，由壓緊帶和輸送帶上下壓緊推進(jìn)，并通過縱切刀片切開菱角臍部與蒂部外殼。本文試驗樣品為經(jīng)鮮菱角分級切殼機(jī)切殼后的鮮菱角。

4.2 試驗儀器及設(shè)備

試驗儀器包括分析天平、游標(biāo)卡尺，試驗樣機(jī)如圖 15所示。

4.3 試驗因素與指標(biāo)

根據(jù)夾持式鮮菱角脫殼機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)和仿真分析結(jié)果，選取成熟度、輸送熟度、刀片轉(zhuǎn)速3個因素為橫切試驗因素，如表4所示。成熟度、慢輥轉(zhuǎn)速、線速比3個因素為脫殼試驗因素，如表5所示。參考芡實、蓮子等水生蔬菜[24-25]，菱角成熟度可按其密度分級，分級標(biāo)準(zhǔn)為：脆熟（密度小于1.00 g/cm3）、臘熟（密度在1.00 g/cm3至1.09 g/cm3之間）和完熟（密度大于1.10 g/cm3）。為便于Design Expert軟件優(yōu)化計算，將3種成熟度定量化賦值為1、2、3，分別代表脆熟、臘熟和完熟。

1.鏈輪 2.機(jī)架 3.電控箱 4.彈性壓條 5.調(diào)節(jié)彈簧 6.橫梁 7.橫切刀 8.擋料板 9.快輥 10.慢輥 11.鏈條 12.夾持板

表4 橫切試驗因素水平表

表5 脫殼試驗因素水平表

參考核桃、油茶果等脫殼標(biāo)準(zhǔn)[26-27]，選擇試驗指標(biāo)包括切殼率1、菱仁損失率1、脫殼率2和菱仁破損率2，計算方法為

式中1為切殼率，%；1為橫切成功的菱角個數(shù)；t1為橫切試驗菱角總個數(shù)；1為菱仁損失率，%；d1為切除彎角中菱仁質(zhì)量，g；1為橫切菱角中菱仁總質(zhì)量，g；2為脫殼率，%；2為被脫殼的菱角個數(shù)；t2為試驗菱角總個數(shù)；2為菱仁破損率，%；d2為破損的菱仁總質(zhì)量，g；2為被脫殼菱角中菱仁總質(zhì)量，g。

4.4 試驗方法

每組試驗的鮮菱角樣品為2 kg，橫切試驗時，啟動夾持式菱角脫殼機(jī)刀片電機(jī)使橫切刀在預(yù)設(shè)轉(zhuǎn)速下旋轉(zhuǎn)，啟動輸送電機(jī)并調(diào)節(jié)輸送鏈條和夾持板至預(yù)設(shè)輸送速度，將樣品逐一手動擺放夾持，使菱角輸送至橫切刀片下方并被壓條壓住完成橫切。試驗結(jié)束后收集并清點樣品數(shù)量，將完成橫切的菱角去殼并獲取菱仁，收集切除的彎角并將其內(nèi)部菱仁取出。

脫殼試驗時，根據(jù)樣品厚度平均值調(diào)整膠輥間隙，啟動鮮菱角脫殼機(jī)膠輥電機(jī)使兩膠輥按設(shè)定的轉(zhuǎn)速運行。試驗結(jié)束后，收集并清點樣品總數(shù)。脫殼后菱角殼、仁完全分離且菱仁完整記為成功脫殼，菱仁斷裂、破碎記為菱仁破損。

4.5 結(jié)果與分析

4.5.1 橫切試驗結(jié)果

采用Design Expert 12設(shè)計試驗方案，開展三因素三水平正交試驗，分析各因素對試驗指標(biāo)的影響，結(jié)果如表6和7所示。

由表6可知，菱角橫切試驗的平均切殼率為60.92%～82.74%，平均菱仁損失率為9.33%～9.93%。菱角成熟度越高，切殼率越低；相同成熟度的菱角在低轉(zhuǎn)速時切殼率相對較高。由表7可知，成熟度對切殼率的影響最大，其次為輸送速度，刀片轉(zhuǎn)速影響最??；各因素對菱仁損失率影響主次順序為1、、1。

表6 菱角橫切正交試驗結(jié)果

表7 菱角橫切試驗極差分析

菱角橫切正交試驗切殼率方差分析結(jié)果如表8所示，結(jié)果表明，各因素對切殼率均有極顯著影響。

表8 橫切試驗切殼率方差分析

注：*(<0.05)為顯著，**(<0.01)為極顯著，(≥0.05)為不顯著，下同。

Note: *(<0.05) means significant, **(<0.01) means highly significant, (≥0.05) means no significant, the same below.

菱角橫切正交試驗菱仁損失率方差分析結(jié)果如表9所示，結(jié)果表明，各因素對菱仁損失率的影響不顯著。

表9 橫切試驗菱仁損失率方差分析

根據(jù)橫切試驗結(jié)果，以獲得最大切殼率、最小菱仁損失率為優(yōu)化目標(biāo)，利用Design Expert 12軟件對試驗裝置工作參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。因試驗因素對菱仁損失率無顯著影響，故設(shè)定菱仁損失率的設(shè)定權(quán)重系數(shù)為0.2，切殼率的權(quán)重系數(shù)為0.8，得最優(yōu)工作參數(shù)為：成熟度值1.000 01、輸送速度0.100 01 m/s、刀片轉(zhuǎn)速999.981 r/min，該條件下期望切殼率為79.39%，菱仁損失率為9.69%。

將優(yōu)化參數(shù)取整，以成熟度值1（脆熟菱角），輸送速度0.1 m/s、刀片轉(zhuǎn)速1 000 r/min進(jìn)行驗證試驗。重復(fù)3次取平均值，得平均切殼率為79.41%，平均菱仁損失率為9.82%。

4.5.2 脫殼試驗結(jié)果

以成熟度、慢輥轉(zhuǎn)速、線速比為試驗因素，開展三因素二次回歸正交組合試驗，運用Design Expert 12設(shè)計試驗方案并開展試驗，試驗方案及結(jié)果如表10所示。

表10 菱角脫殼試驗方案及結(jié)果

脫殼率方差分析結(jié)果如表11所示。由表11可知，模型的<0.000 1，表明脫殼率回歸方程極顯著。成熟度、成熟度平方項及慢輥轉(zhuǎn)速平方項對脫殼率的影響極顯著，各因素、因素交互項、各平方項對脫殼率的影響程度由大到小依次為、22、2、22、2、22、2、2、2。

表11 脫殼率方差分析

忽略不顯著因素，脫殼率與試驗因素的回歸關(guān)系為

2=63.14-5.64-0.94252-1.5322（11）

各因素交互作用對脫殼率的影響結(jié)果如圖16所示。

從圖16中可看出，當(dāng)慢輥轉(zhuǎn)速和線速比不變時，脫殼率隨成熟度增大而降低；當(dāng)成熟度不變時，脫殼率在慢輥轉(zhuǎn)速和線速比取中間水平時達(dá)到峰值。

圖16 因素交互作用對脫殼率的影響

菱仁破損率方差分析結(jié)果如表12所示。由表12可知，模型的<0.0001，表明菱仁破損率回歸方程極顯著。成熟度、慢輥轉(zhuǎn)速、慢輥轉(zhuǎn)速平方項及線速比平方項對菱仁破損率的影響極顯著，各因素、交互項和平方項對菱仁破損率影響程度由大到小依次為22、、22、2、2、22、2、2、2。去除不顯著因素，菱仁破損率與試驗因素的回歸關(guān)系為

2=11.15-0.842 5+0.358 82+1.4822+0.671 322（12）

表12 菱仁破損率方差分析

各因素交互作用對菱仁破損率的影響結(jié)果如圖17所示，當(dāng)慢輥轉(zhuǎn)速和線速比不變時，菱仁破損率隨成熟度增大而降低；當(dāng)成熟度不變時，菱仁破損率在慢輥轉(zhuǎn)速和線速比取中間水平時最低。

根據(jù)脫殼試驗結(jié)果，以獲得最大脫殼率、最小菱仁破損率為優(yōu)化目標(biāo)，根據(jù)菱角脫殼生產(chǎn)實際需要，設(shè)定脫殼率的權(quán)重系數(shù)為0.6，菱仁破損率的權(quán)重系數(shù)為0.4，利用Design Expert 12軟件對菱角脫殼裝置工作參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，得到最優(yōu)工作參數(shù)為：成熟度值1.008 9、慢輥轉(zhuǎn)速58.862 7 r/min，線速比1.490 66，該條件下的期望脫殼率為67.79%，菱仁破損率為12.02%。

將優(yōu)化參數(shù)取整，以成熟度值1（脆熟菱角），慢輥轉(zhuǎn)速59 r/min，線速比1.5進(jìn)行驗證試驗。重復(fù)3次取平均值，得到平均脫殼率為66.52%，平均菱仁破損率為12.83%，如表13所示。

圖17 因素交互作用對菱仁破損率的影響

表13 脫殼驗證試驗結(jié)果

5 結(jié) 論

1）以鮮菱角外形尺寸和力學(xué)性能參數(shù)為依據(jù)，設(shè)計了一種夾持式鮮菱角脫殼機(jī)，對其橫切裝置、脫殼裝置進(jìn)行了結(jié)構(gòu)設(shè)計和工作機(jī)理分析，確定了夾持板、彈性壓緊裝置、橫切刀和脫殼裝置等主要部件的結(jié)構(gòu)和運動參數(shù)，運用ANSYS Explicit Dynamics模塊對橫切裝置進(jìn)行了運動仿真，分析了橫切刀片的工作參數(shù)。

2）開展三因素三水平正交試驗，以成熟度、輸送速度和刀片轉(zhuǎn)速為試驗因素，切殼率和菱仁損失率為試驗指標(biāo)橫切鮮菱角，結(jié)果顯示最優(yōu)工作參數(shù)為：成熟度值1.000 01、輸送速度0.100 01 m/s、刀片轉(zhuǎn)速999.981 r/min，該條件下的期望切殼率為79.39%，菱仁損失率為9.69%。將優(yōu)化參數(shù)取整，以脆熟菱角，輸送速度0.1 m/s、刀片轉(zhuǎn)速1 000 r/min進(jìn)行橫切驗證試驗，得到平均切殼率為79.41%，平均菱仁損失率為9.82%。

3）開展三因素二次回歸正交組合試驗，以成熟度、慢輥轉(zhuǎn)速和線速比為試驗因素，脫殼率和菱仁破損率為試驗指標(biāo)進(jìn)行鮮菱角脫殼，結(jié)果顯示最優(yōu)工作參數(shù)為：成熟度值1.0089、慢輥轉(zhuǎn)速58.8627 r/min，線速比1.490 66，該條件下的期望脫殼率為67.79%，菱仁破損率為12.02%。將優(yōu)化參數(shù)取整，以脆熟菱角，慢輥轉(zhuǎn)速59 r/min，線速比1.5進(jìn)行驗證試驗，得到平均脫殼率為66.52%，平均菱仁破損率為12.83%。

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Design and experiment of the clamping sheller for fresh water caltrop

Wan Zhihua, Zhang Guozhong※, Xu Hongmei, Zhou Yong, Tang Nanrui, Zhang Han

(1.,,430070,; 2.,,430070,)

Water caltrop is one of the annual herbaceous aquatic vegetables in the Lower-and-Middle Section of theYangtze and Pearl River Delta region in China. There is the high nutritional and medicinal value of water caltrop. Among them, the stems and leaves can be used as the green manure or fodder, the petioles and the ripe fruits as the vegetables or starch, the fresh and tender flesh as the raw fruit, as well as the shell can be used to extract the functional ingredients, such as natural pigments. The kernel of water caltrop can also be fabricated into the popular cans, the pickled bags, and special commodities. Nevertheless, the kernel shelling can be the most difficult and the longest duration in the postharvest processing of water caltrop, including the cleaning, grading, shelling, and packaging. The current shelling of fresh water caltrop also depends mainly on the manual operation, due to the irregular shape, hard shell, and uneven surface. The manual shelling cannot fully meet the large-scale production in recent years, particularly for the high labor intensity, low efficiency, as well as the high damage rate with the perishable meat after damage, unfavorable storage and subsequent processing. It is still lacking on the automatic shelling machinery of water caltrop in China at present. More than 90% of the water caltrop products are the raw materials without shelling. A high demand can also be required for the kernel of water caltrop as the high value-added products. Therefore, it is of great significance to clarify the shelling mechanism and the mechanized production, especially with the increase of planting area and output of water caltrop industry. In this study, a clamping sheller was designed for the fresh water caltrop. The overall dimensions and mechanical performance parameters of the water caltrop were collected from the producing base in the Xishui County, Hubei Province, China. According to the configuration and working principle of the whole machine, the structural parameters of the key components were determined, such as the clamping plate, transversal cutting blade, elastic pressing, and shelling device. The working parameters of the transversal cutting blade was analyzed to simulate the motion of water caltrop in the transversal cutting device using ANSYS explicit dynamics. A transversal cutting test was performed on the prototype of the clamping sheller for the fresh water caltrop. The working parameters of the transversal cutting device were also optimized by Design Expert 12.Theresults showed that there was a significant impact of the maturity, conveying, and blade speed on the shell cutting rate, but no significant impact was found on the loss rate of water caltrop kernel. An optimal combination of parameters was achieved in the maturity value of 1.000 01, the conveying speed of 0.100 01 m/s, and the blade speed of 999.981 r/min. The average shell cutting rate and the loss rate of water caltrop kernel were 79.41%, and 9.82%, respectively. Therefore, the optimum working parameters of the shelling device were as follows: the maturity value of 1.008 9, the slow roll speed of 58.862 7 r/min, and the line speed ratio of 1.490 66. The average shelling rate was 66.52%, whereas, the average damage rate of water caltrop kernel was 12.83% in this case. This finding is expected to provide a strong reference for the shelling machinery of fresh water caltrop.

finite element method; parameters optimization; fresh water caltrop; shelling; transversal cutting

10.11975/j.issn.1002-6819.2022.20.002

S226.4

A

1002-6819(2022)-20-0009-11

萬志華，張國忠，徐紅梅，等. 夾持式鮮菱角脫殼機(jī)設(shè)計與試驗[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報，2022，38(20)：9-19.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.20.002 http://www.tcsae.org

Wan Zhihua, Zhang Guozhong, Xu Hongmei, et al. Design and experiment of the clamping sheller for fresh water caltrop[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2022, 38(20): 9-19. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.20.002 http://www.tcsae.org

2022-05-06

2022-09-10

國家特色蔬菜產(chǎn)業(yè)技術(shù)體系專項資助項目（CARS-24-D-02）

萬志華，博士生，主要研究方向為現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備設(shè)計與測控。Email：wanzhihua2008@163.com

張國忠，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向為現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備設(shè)計與測控。Email：zhanggz@mail.hzau.edu.cn