高地隙噴霧機(jī)車液耦合作業(yè)平順性優(yōu)化

王麒淦，馮靜安，余希勝，宋 寶

(1.石河子大學(xué) 機(jī)械電氣工程學(xué)院，新疆 石河子 832003；2.華中科技大學(xué) 機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，武漢 430074)

在玉米、高粱等高桿作物田間施藥過程中自走式高地隙噴霧機(jī)因其工作效率高而被廣泛使用。但是，由于其工作路面環(huán)境復(fù)雜，整車重心較高，工作過程中容易受到非滿載藥箱藥液晃動(dòng)、噴桿晃動(dòng)的影響，不僅影響施藥的效果，嚴(yán)重時(shí)可能對(duì)駕駛員的身體健康和人身安全造成影響，因此，研究高地隙噴霧機(jī)車液路耦合作用下對(duì)其作業(yè)平順性進(jìn)行優(yōu)化的問題具有重要的實(shí)際意義。

高地隙噴霧機(jī)屬于特種作業(yè)車輛，目前有關(guān)研究主要是針對(duì)其局部結(jié)構(gòu)或是整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，如針對(duì)高地隙噴霧機(jī)噴桿結(jié)構(gòu)參數(shù)的改進(jìn)[1-3]、懸架結(jié)構(gòu)參數(shù)的設(shè)計(jì)[4-5]、高地隙底盤結(jié)構(gòu)的優(yōu)化[6-7]以及對(duì)懸架穩(wěn)定性控制方法進(jìn)行研究[8-9]，也有學(xué)者對(duì)高地隙噴霧機(jī)整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了相關(guān)研究[10-11]，而針對(duì)液體晃動(dòng)對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)穩(wěn)定性問題的研究主要集中在液罐車領(lǐng)域。鄭雪蓮[12]對(duì)液罐車液體沖擊等效力學(xué)模型的參數(shù)進(jìn)行了推導(dǎo)和求解，并利用Fluent軟件仿真獲得了不同充液比和側(cè)向激勵(lì)條件下液體沖擊的實(shí)際參數(shù)；孫麗娜等[13]運(yùn)用Fluent軟件中的VOF(volume of fluid)模塊模擬罐車在制動(dòng)過程中罐內(nèi)液體水擊產(chǎn)生的過程，并對(duì)罐車液體充液率、密度和黏度對(duì)罐體水擊的壓強(qiáng)進(jìn)行了研究；王瓊瑤等[14]研究了防波板的幾何參數(shù)對(duì)液體瞬態(tài)晃動(dòng)時(shí)的載荷轉(zhuǎn)移以及對(duì)晃動(dòng)力的影響進(jìn)行了研究；胡曉明等[15]針對(duì)罐體內(nèi)液體的橫向晃動(dòng)問題，建立了液體晃動(dòng)的控制方程，并建立了液體晃動(dòng)的等效力學(xué)模型和數(shù)學(xué)模型，對(duì)半掛液罐車行駛參數(shù)和失穩(wěn)形式進(jìn)行了研究。目前，對(duì)液體晃動(dòng)的研究大多是對(duì)罐體施加側(cè)向的激勵(lì)，而縱向和垂向激勵(lì)對(duì)罐內(nèi)液體晃動(dòng)的影響被忽略了，并且鮮有學(xué)者把具有大容量藥箱的高地隙噴霧機(jī)懸架參數(shù)優(yōu)化問題和液體晃動(dòng)對(duì)其作業(yè)影響的問題結(jié)合起來進(jìn)行研究，更少見有學(xué)者針對(duì)液體晃動(dòng)對(duì)高地隙噴霧機(jī)作業(yè)平順性進(jìn)行研究。由于利用高地隙噴霧機(jī)在田間試驗(yàn)費(fèi)時(shí)費(fèi)力，并且危險(xiǎn)系數(shù)高，因此本文從虛擬仿真的角度對(duì)高地隙噴霧機(jī)作業(yè)時(shí)車液路耦合過程進(jìn)行仿真分析，分析高地隙噴霧機(jī)不同作業(yè)車速、不同藥箱載藥量以及前后懸架不同的剛度和阻尼參數(shù)對(duì)其作業(yè)平順性的影響，并通過優(yōu)化其懸架的剛度和阻尼參數(shù)以期來提高高地隙噴霧機(jī)的作業(yè)平順性。

1 高地隙噴霧機(jī)虛擬樣機(jī)模型建立

1.1 三維模型建立

結(jié)合現(xiàn)有高地隙噴霧機(jī)樣機(jī)以及改進(jìn)的設(shè)計(jì)方案，利用SolidWorks軟件建立整機(jī)主要部件三維模型，該整機(jī)主要由高地隙底盤、駕駛室、藥箱、噴桿、獨(dú)立立軸懸架、傳動(dòng)裝置等組成，其主要參數(shù)如表1所示。

表1 整機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of the vehicle

1.2 ADAMS軟件仿真模型的建立

1.2.1 路面模型的建立

高地隙噴霧機(jī)田間作業(yè)路況復(fù)雜，多為凹凸不平工況，而ADAMS軟件自帶的路面模型十分簡(jiǎn)單，難以適應(yīng)于高地隙噴霧機(jī)復(fù)雜的作業(yè)工況；為較精確地模擬田間作業(yè)路面工況，本文基于諧波疊加原理和路面不平度分類標(biāo)準(zhǔn)，在MATLAB軟件中編制能夠滿足高地隙噴霧機(jī)作業(yè)工況要求的E等級(jí)隨機(jī)路面文件[16-17]，其中仿真路面的二維縱向不平度高程，如圖1所示。

圖1 縱向路面不平度高程Fig.1 Vertical road roughness elevation

為滿足ADAMS仿真路面激勵(lì)的需求，根據(jù)上文編制的程序，并基于ADAMS三維路面節(jié)點(diǎn)生成算法，最終生成長(zhǎng)度為100 m，寬度為20 m的E等級(jí)三維空間路面譜文件，經(jīng)過多次測(cè)試驗(yàn)證能夠滿足高地隙噴霧機(jī)虛擬樣機(jī)路面激勵(lì)的仿真要求，在MATLAB軟件中生成的E等級(jí)三維隨機(jī)路面模型，如圖2所示。

圖2 E等級(jí)隨機(jī)路面Fig.2 E-class random pavement

1.2.2 輪胎模型的建立

輪胎是高地隙噴霧機(jī)重要組成部分，且與地面唯一接觸，因此輪胎模型對(duì)高地隙噴霧機(jī)作業(yè)平順性具有重要影響，文中采用適用于3D路面模型，同時(shí)又適合做穩(wěn)定性分析的Fiala解析模型，其輪胎屬性的參數(shù)，如表2所示。

表2 輪胎模型主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of the model of tire

1.2.3 模型的導(dǎo)入

文中將在SolidWorks中建立的高地隙噴霧機(jī)整機(jī)模型保存為Parasolid.x_t格式，并導(dǎo)入ADAMS/View中，在保證高地隙噴霧機(jī)虛擬樣機(jī)仿真要求的基礎(chǔ)上，為提高計(jì)算效率和避免計(jì)算錯(cuò)誤，在ADAMS中對(duì)次要的部件進(jìn)行布爾運(yùn)算以減少約束。修改導(dǎo)入模型部件的材料屬性等信息，并進(jìn)行相關(guān)的約束。最終規(guī)定高地隙噴霧機(jī)駕駛員右側(cè)為坐標(biāo)系Z軸，X軸負(fù)方向?yàn)榍斑M(jìn)方向，Y軸正方向垂直向上。

在ADAMS/View中，路面文件是和輪胎文件一起導(dǎo)入的，導(dǎo)入時(shí)選擇上文中建立的E等級(jí)三維隨機(jī)路面文件，導(dǎo)入輪胎和E級(jí)隨機(jī)路面的整車虛擬樣機(jī)模型，如圖3所示。

圖3 ADAMS噴霧機(jī)虛擬樣機(jī)仿真模型Fig.3 ADAMS virtual prototype simulation model of sprayer

2 藥箱液體受迫晃動(dòng)模型建立

2.1 控制方程

文中采用VOF模型處理藥箱內(nèi)氣液兩相非定常湍流流動(dòng)，包括連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程、流體體積函數(shù)方程。

連續(xù)性方程為

(1)

動(dòng)量守恒方程為

(2)

流體體積法體積函數(shù)方程為

(3)

式中：u為速度；p為壓強(qiáng)；F為流體體積分?jǐn)?shù)；ρ和μ分別為容積分?jǐn)?shù)的平均密度和動(dòng)力黏性系數(shù)。

2.2 邊界條件及初始條件

定義藥箱兩封頭及圓柱面為壁面，初始時(shí)氣液交界面平行于XZ平面，液體和氣體相對(duì)藥箱速度為0，氣體壓強(qiáng)為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，重力加速度沿Y軸負(fù)方向，大小為9.81 m/s2。

2.3 求解方法及計(jì)算參數(shù)

速度和壓力耦合方式選用PISO(pressure implicit withs plitting of operators)算法，壓力差值方程離散格式采用“Body Force Weighted”，梯度離散方法選擇“Green-Gauss Node Based”，VOF離散方式選擇“Compressive”，能量方程選擇“Second Order Upwind”。

因藥箱內(nèi)主要成分為空氣和水，故可用液態(tài)水來代替藥液，并設(shè)置空氣為主相，水為第二相，空氣為理想氣體，動(dòng)力黏性系數(shù)為1.789×10-5kg·m·s-1；水的密度為998.2 kg/m3，動(dòng)力黏性系數(shù)為1.003×10-3kg·m·s-1，瞬態(tài)計(jì)算中時(shí)間步長(zhǎng)為0.01 s。

2.4 藥箱模型及網(wǎng)格劃分

本文以某高地隙噴霧機(jī)大容量藥箱為研究對(duì)象，藥箱橫截面為圓形，前后封頭均為平封頭，藥箱總長(zhǎng)度為2.6 m，內(nèi)半徑為0.7 m，其坐標(biāo)系方向與ADAMS高地隙噴霧機(jī)虛擬樣機(jī)中藥箱坐標(biāo)系方向一致；采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格對(duì)藥箱模型進(jìn)行劃分，共劃分為74 140個(gè)單元，網(wǎng)格模型如圖4所示。

圖4 藥箱網(wǎng)格模型Fig.4 Grid model of medicine box

2.5 Fluent藥箱基礎(chǔ)模型有效性驗(yàn)證

為對(duì)Fluent中建立的藥箱基礎(chǔ)模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，選取充液率K=0.10～0.90藥液裝載量的藥箱模型進(jìn)行數(shù)值模擬，其中充液率步長(zhǎng)為0.1，定義充液率K為藥箱裝載的質(zhì)量與藥箱總裝載量的比值，無量綱；K=1.00為藥箱內(nèi)液體滿載，K=0為藥箱內(nèi)未裝載液體，由于本文研究的是非滿載藥液晃動(dòng)問題，故不考慮這兩種情況。通過檢測(cè)不同充液率藥箱內(nèi)的液體在自身重力作用下藥箱底部受到的壓強(qiáng)P0以及其壁面Y方向受力F0的大小，并與其相對(duì)應(yīng)理論計(jì)算的藥箱底部受到的壓強(qiáng)P1以及其壁面Y方向受力F1的大小進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)基礎(chǔ)模型設(shè)置的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證；其中不同充液率液體對(duì)藥箱底部的壓強(qiáng)，如圖5所示。模型檢測(cè)和理論計(jì)算的藥箱底部壓強(qiáng)以及其壁面受力的對(duì)比結(jié)果，如表3所示。

表3 模型檢測(cè)與理論計(jì)算的壓強(qiáng)和壓力對(duì)比Tab.3 Comparison of pressure and pressure between model test and theoretical calculation

圖5 不同充液率液體對(duì)藥箱底部壓強(qiáng)Fig.5 Pressure of liquid at the bottom of the tank with different filling rate

藥箱底部壓強(qiáng)及壁面Y方向受力的理論計(jì)算公式為

(4)

式中：h為液面距離藥箱底部的距離，m；m為藥箱滿載時(shí)藥液的質(zhì)量，kg。

從對(duì)比表中可看出充液率K=0.10～0.90的藥箱基礎(chǔ)模型檢測(cè)到的藥箱底部壓強(qiáng)P0和藥箱壁面Y方向受力F0的大小與對(duì)應(yīng)的理論計(jì)算的壓強(qiáng)P1和受力F1之間的誤差均不超過1.52%，說明建立的藥箱基礎(chǔ)模型與計(jì)算方法以及設(shè)置基本正確。

2.6 Fluent藥箱液體隨機(jī)加速度激勵(lì)研究

高地隙噴霧機(jī)在作業(yè)過程中藥箱內(nèi)液體受到的激勵(lì)是隨機(jī)的，因此研究藥箱內(nèi)液體隨機(jī)激勵(lì)條件下液體的晃動(dòng)狀態(tài)以及其對(duì)藥箱壁面的沖擊是進(jìn)行車液耦合數(shù)值模擬所必需的。

為探究藥箱內(nèi)液體在不同方向隨機(jī)激勵(lì)條件下的液體晃動(dòng)情況，選取高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速為2.5 m/s，藥箱充液率K=0.50，高地隙噴霧機(jī)其他各參數(shù)為默認(rèn)狀況下，檢測(cè)出藥箱內(nèi)液體質(zhì)心Y方向即垂向受到的加速度時(shí)域激勵(lì)；并以此真實(shí)隨機(jī)激勵(lì)為基礎(chǔ)擬合出激勵(lì)趨勢(shì)相似的多項(xiàng)式正弦隨機(jī)激勵(lì)，擬合出的正弦隨機(jī)激勵(lì)函數(shù)公式為

f(x)=691.40sin(10.38x+4.97)+0.47sin(10.77x-1.13)+0.47sin(9.96x+1.49)+691.20sin(10.38x+1.83)+0.40sin(13.28x-1.82)+0.36sin(14.78x-1.62)+

0.43sin(9.04x-2.59)+0.42sin(9.55x-0.02)

由于早春馬鈴薯播種時(shí)外界氣溫在3℃上下，有時(shí)還有霜凍，此時(shí)保溫是重點(diǎn)。一般在出苗前壓好棚膜，增加地溫，以促進(jìn)早出苗。這一時(shí)期既不通風(fēng)換氣，也不追肥澆水，主要是增加光照，防止風(fēng)、雪、雨天氣損壞拱棚。

(5)

式中：f(x)為加速度響應(yīng)，m/s2；x為時(shí)間，s。

此擬合出的正弦函數(shù)形式的加速度激勵(lì)僅僅只是根據(jù)真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)數(shù)據(jù)點(diǎn)擬合出的隨機(jī)正弦形式的加速度函數(shù)，其擬合加速度激勵(lì)頻率與真實(shí)加速度激勵(lì)頻率相近，其峰值總體略小于真實(shí)加速度激勵(lì)；兩種形式加速度激勵(lì)只用來相互驗(yàn)證和對(duì)比激勵(lì)的效果，故無關(guān)擬合峰值偏差。

根據(jù)監(jiān)測(cè)出的真實(shí)加速度激勵(lì)和擬合出的正弦加速度激勵(lì)，以橫向和縱向兩個(gè)角度來探究液體受到單個(gè)方向不同形式隨機(jī)激勵(lì)時(shí)，液體晃動(dòng)對(duì)藥箱壁面的沖擊以及液體質(zhì)心位置的變化情況，其中真實(shí)的加速度激勵(lì)和擬合出的正弦函數(shù)隨機(jī)加速度激勵(lì)對(duì)比圖，如圖6所示。

圖6 真實(shí)加速度激勵(lì)和擬合正弦函數(shù)加速度激勵(lì)Fig.6 Real acceleration excitation and fitting sine function acceleration excitation

根據(jù)兩種方式隨機(jī)加速度激勵(lì)，分別編寫可用于液體晃動(dòng)加速度時(shí)域激勵(lì)的用戶自定義函數(shù)，并施加在流體域，以驅(qū)動(dòng)液體晃動(dòng)。并檢測(cè)藥箱壁面X，Y，Z即縱向、垂向和橫向3個(gè)方向受到液體晃動(dòng)的沖擊力和相對(duì)于藥箱壁面最底端中部位置的沖擊力矩；同時(shí)，通過編寫可以監(jiān)測(cè)液體晃動(dòng)過程中液體3個(gè)方向質(zhì)心位置的用戶自定義函數(shù)來實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)液體的質(zhì)心位置。并且，為探究加速度激勵(lì)與藥箱壁面受到的沖擊力和沖擊力矩之間的關(guān)系，以藥箱受到Z方向即橫向隨機(jī)激勵(lì)為例，分別對(duì)流體域施加兩種不同方式的隨機(jī)加速度激勵(lì)；并對(duì)壁面沖擊力和沖擊力矩進(jìn)行監(jiān)測(cè)，其中兩種加速度激勵(lì)和壁面Z方向所受沖擊力以及沖擊力矩的關(guān)系，如圖7所示。

圖7 兩種加速度激勵(lì)與壁面沖擊力和沖擊力矩關(guān)系Fig.7 Relationship between different acceleration excitation and wall impact force and impact moment

圖7(a)為真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)與壁面Z方向所受沖擊力之間的關(guān)系，圖7(b)為在真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)下的壁面Z方向所受沖擊力和沖擊力矩之間的關(guān)系；圖7(c)為擬合正弦形式的隨機(jī)加速度激勵(lì)與壁面Z方向所受沖擊力之間的關(guān)系；圖7(d)為在擬合正弦形式隨機(jī)加速度激勵(lì)下的壁面Z方向所受沖擊力和沖擊力矩之間的關(guān)系。從圖7可知：對(duì)藥箱Z方向施加的真實(shí)加速度激勵(lì)和壁面Z方向所受沖擊力趨勢(shì)相同，而且Z方向所受沖擊力和沖擊力矩趨勢(shì)也相同，并且力矩大小為力大小的0.7倍左右，即為藥箱半徑大小，與理論一致；從縱向角度來看，擬合加速度激勵(lì)與其壁面所受沖擊力以及沖擊力和沖擊力矩之間關(guān)系的趨勢(shì)和真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)與其壁面所受沖擊力以及沖擊力和沖擊力矩之間關(guān)系的趨勢(shì)相同；因擬合加速度激勵(lì)大小比真實(shí)加速度激勵(lì)小，故其沖擊力和沖擊力矩比真實(shí)激勵(lì)條件下要小。上述仿真情況皆與理論情況相符，這也可以反映出本文所編寫兩種不同形式隨機(jī)加速度激勵(lì)用戶自定義函數(shù)的正確性以及模型設(shè)置的正確性。

為研究藥箱受到不同方向加速度激勵(lì)條件下，其液體質(zhì)心位置的變化情況，對(duì)藥箱3個(gè)方向分別施加兩種不同形式的加速度激勵(lì)，監(jiān)測(cè)液體晃動(dòng)過程中其質(zhì)心位置的變化。圖8為分別對(duì)藥箱3個(gè)方向施加不同加速度激勵(lì)時(shí)液體質(zhì)心位置的時(shí)域變化圖。其中，圖8(a)、圖8(b)、圖8(c)分別為藥箱X，Y和Z方向受到真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)液體3個(gè)方向質(zhì)心位置隨時(shí)間的變化情況；圖8(d)、圖8(e)、圖8(f)分別為藥箱X，Y和Z方向受到擬合正弦函數(shù)隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)液體3個(gè)方向質(zhì)心位置的時(shí)域變化情況。

從圖8可知：藥箱X方向受到真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)，其X方向質(zhì)心位置變化較大即液體晃動(dòng)比較明顯，Y和Z方向液體晃動(dòng)較不明顯；藥箱Y方向受到真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)，其X方向質(zhì)心位置變化比Y和Z方向要小，而且Y和Z方向質(zhì)心位置變化也不明顯，只是小幅度晃動(dòng)；藥箱Z方向受到真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)，其Z方向質(zhì)心位置變化較大，而X方向變化較Y方向小，并且X和Y方向變化都不明顯。從縱向角度來看，藥箱3個(gè)方向分別受到擬合正弦函數(shù)加速度激勵(lì)時(shí)，其液體質(zhì)心位置變化趨勢(shì)與藥箱受到真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)相似；由于擬合正弦函數(shù)隨機(jī)加速度激勵(lì)比真實(shí)隨機(jī)加速度激勵(lì)要小，故液體受到擬合隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)液體質(zhì)心總體變化情況應(yīng)比受到真實(shí)加速度激勵(lì)時(shí)要小，這也與數(shù)值模擬情況相符，從側(cè)面也反映出本文編寫的監(jiān)測(cè)液體質(zhì)心3個(gè)方向位置用戶自定義函數(shù)的正確性以及仿真模型的正確性。并且，從以上分析可以得出藥箱液體晃動(dòng)程度受側(cè)向和縱向加速度激勵(lì)影響較大，受垂向加速度激勵(lì)影響較小。

圖8 不同形式加速度激勵(lì)以及不同方向加速度激勵(lì)的液體質(zhì)心位置變化Fig.8 The position of the center of mass of liquid excited by different forms of acceleration and different directions of acceleration

高地隙噴霧機(jī)在作業(yè)時(shí)藥箱液體實(shí)時(shí)受到3個(gè)方向隨機(jī)加速度激勵(lì)，因此有必要對(duì)藥箱施加3個(gè)方向的加速度激勵(lì)，研究液體質(zhì)心位置的變化以及液體晃動(dòng)的情況。以藥箱充液率K=0.50和充液率K=0.75兩種情況進(jìn)行研究，分別同時(shí)施加相同的3個(gè)方向隨機(jī)加速度激勵(lì)，并分別提取對(duì)應(yīng)的液體質(zhì)心位置時(shí)域變化數(shù)據(jù)，并以Z方向質(zhì)心位置數(shù)據(jù)為橫坐標(biāo)，Y方向液體質(zhì)心位置數(shù)據(jù)為縱坐標(biāo)，對(duì)液體晃動(dòng)形態(tài)進(jìn)行研究，藥箱充液率K=0.50和充液率K=0.75所對(duì)應(yīng)的液體質(zhì)心位置圖，如圖9、圖10所示。

圖9 充液率為0.50時(shí)液體質(zhì)心位置Fig.9 The position of liquid center of mass at filling rate of 0.50

圖10 當(dāng)充液率為0.75時(shí)液體質(zhì)心位置Fig.10 The position of liquid center of mass at filling rate of 0.75

從兩者液體質(zhì)心晃動(dòng)的形態(tài)來看，其均與液體晃動(dòng)等效機(jī)械模型中的單擺模型有相似之處，但實(shí)際情況是該液體晃動(dòng)呈現(xiàn)出高度非線性，很難用數(shù)學(xué)模型進(jìn)行表述；從側(cè)面也反映出所建立的液體受迫晃動(dòng)模型以及加速度激勵(lì)的正確性。

3 車液耦合平順性優(yōu)化

3.1 車液耦合仿真模型建立

基于第1章和第2章建立的藥箱液體受迫晃動(dòng)模型和高地隙噴霧機(jī)虛擬樣機(jī)模型，建立高地隙噴霧機(jī)車液耦合模型；將多體動(dòng)力學(xué)模型與流體動(dòng)力學(xué)模型建立實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)耦合的聯(lián)合仿真模型。能夠很好地解決ADAMS多體動(dòng)力學(xué)軟件不能模擬液體晃動(dòng)的情況，使高地隙噴霧機(jī)車液耦合模型更加精確。車液耦合流程圖，如圖11所示。

圖11 車液耦合流程圖Fig.11 Vehicle liquid coupling flow chart

車液耦合過程如下：首先，ADAMS中虛擬樣機(jī)模型實(shí)時(shí)檢測(cè)藥箱液體受到的3個(gè)方向隨機(jī)加速度激勵(lì)時(shí)域變化數(shù)據(jù)，并將這些實(shí)時(shí)變化的加速度數(shù)據(jù)作為Fluent中數(shù)值模擬模型藥箱激勵(lì)的邊界條件；而Fluent數(shù)值模擬模型中的藥箱在受到來自ADAMS虛擬樣機(jī)模型的加速度激勵(lì)后，把藥箱內(nèi)液體質(zhì)心3個(gè)方向?qū)崟r(shí)變化的位置信息以及藥箱壁面實(shí)時(shí)受力數(shù)據(jù)再傳輸?shù)紸DAMS虛擬樣機(jī)模型中，并在ADAMS虛擬樣機(jī)模型中進(jìn)行車液耦合仿真，最終關(guān)注的相關(guān)指標(biāo)數(shù)據(jù)在ADAMS中輸出，完成高地隙噴霧機(jī)車液耦合過程。

為研究藥箱液體晃動(dòng)對(duì)高地隙噴霧機(jī)作業(yè)的影響，以高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速為2.5 m/s，藥箱充液率K=0.50，高地隙噴霧機(jī)其他各參數(shù)為默認(rèn)狀況下，對(duì)考慮液體晃動(dòng)和不考慮液體晃動(dòng)兩種工況下高地隙噴霧機(jī)作業(yè)情況進(jìn)行對(duì)比分析；其中不考慮液體晃動(dòng)時(shí)將藥箱液體在液體質(zhì)心位置處用等質(zhì)量的剛體代替，考慮液體晃動(dòng)時(shí)給予藥箱液體同時(shí)施加側(cè)向、縱向和垂向3個(gè)方向隨機(jī)的加速度激勵(lì)。以駕駛室座椅處垂向加速度和藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向即Z向加速度以及藥箱液體質(zhì)心位置處縱向即X向加速度這三項(xiàng)指標(biāo)進(jìn)行兩種工況下的對(duì)比。

其中，圖12～圖14分別為兩種工況下駕駛室座椅處垂向加速度對(duì)比圖，藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度對(duì)比圖，藥箱液體質(zhì)心位置處縱向加速度對(duì)比圖。從圖中可知：考慮液體晃動(dòng)工況時(shí)三項(xiàng)指標(biāo)加速度均比不考慮液體晃動(dòng)工況時(shí)要大，且最大幅值為原來最大幅值的1.5倍～2.0倍左右；由此可知，藥箱液體晃動(dòng)對(duì)高地隙噴霧機(jī)作業(yè)影響不可忽略。

圖12 駕駛室座椅處垂向加速度對(duì)比Fig.12 Vertical acceleration comparison of cab seat

圖13 液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度對(duì)比Fig.13 Comparison of lateral acceleration at the center of mass of liquid

圖14 液體質(zhì)心位置處縱向加速度對(duì)比Fig.14 Comparison of longitudinal acceleration at the center of mass of liquid

3.2 仿真試驗(yàn)方案和結(jié)果

高地隙噴霧機(jī)作業(yè)時(shí)在車液路耦合作用下，使得駕駛員乘坐舒適性下降，藥箱液體晃動(dòng)幅度加大。液體晃動(dòng)幅度加大勢(shì)必影響車輛的作業(yè)安全和整車平順性；而影響駕駛員乘坐舒適性的主要因素為駕駛室座椅處垂向加速度，從3.1節(jié)的分析可知影響液體晃動(dòng)的主要因素為藥箱液體受到的側(cè)向加速度激勵(lì)和縱向加速度激勵(lì)。文中以高地隙噴霧機(jī)駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值(root mean square，RMS)以及藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度AZ均方根值和其縱向加速度AX均方根值作為高地隙噴霧機(jī)作業(yè)平順性評(píng)價(jià)指標(biāo)，并綜合考慮這三項(xiàng)評(píng)價(jià)指標(biāo)；因其能夠反應(yīng)高地隙噴霧機(jī)駕駛員乘坐舒適性以及液體晃動(dòng)的平順性狀況，故具有很好的適用性。

高地隙噴霧機(jī)在田間作業(yè)時(shí)為保證不出現(xiàn)重噴和漏噴現(xiàn)象，要求其車速盡量保持直線恒速穩(wěn)定行駛，而且研究高地隙噴霧機(jī)田間直線作業(yè)時(shí)不同車速、不同載藥量工況下對(duì)其作業(yè)平順性的影響也是必要的；并且高地隙噴霧機(jī)前后懸架的剛度和阻尼對(duì)整車作業(yè)平順性的影響也不可忽略，鑒于上述特殊要求，設(shè)計(jì)高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速分別為2.0 m/s，2.5 m/s，藥箱充液率分別為0.50，0.75，前后懸架剛度的變化范圍為設(shè)計(jì)剛度的±25%，前后懸架阻尼的變化范圍為設(shè)計(jì)阻尼的±25%，即剛度分別為450 N/mm，600 N/mm，750 N/mm，阻尼分別為6 N·s/mm，8 N·s/mm，10 N·s/mm。仿真試驗(yàn)時(shí)不考慮因素之間的交互作用，其中仿真試驗(yàn)方案和試驗(yàn)結(jié)果如表4可知。

表4 仿真試驗(yàn)方案和試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Test scheme and test results

3.3 車液耦合平順性試驗(yàn)結(jié)果分析

基于3.2節(jié)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)在數(shù)據(jù)處理軟件Minitab中對(duì)其進(jìn)行分析，分別尋找出影響高地隙噴霧機(jī)駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值以及藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度AZ均方根值和其縱向加速度AX均方根值大小的因素，以及研究各個(gè)因素是如何影響目標(biāo)響應(yīng)的。

其中，圖15～圖20分別為駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值、藥箱液體質(zhì)心位置處縱向加速度AX均方根值和藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度AZ均方根值三項(xiàng)指標(biāo)所對(duì)應(yīng)的Pareto圖和主效應(yīng)圖。

從圖15的RMS(ay)Pareto圖和圖16的RMS(ay)主效應(yīng)圖可知：高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速對(duì)駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值影響最大，藥箱充液率為次影響因素，且都為正相關(guān)關(guān)系；而高地隙噴霧機(jī)前懸架的阻尼和后懸架的剛度對(duì)駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值影響最??；即高地隙噴霧機(jī)駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值隨著高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速和藥箱充液率的增大而增大。因此，高地隙噴霧機(jī)作業(yè)時(shí)車速要保持在合適的范圍內(nèi)而不能過高。

圖15 RMS(ay)Pareto圖Fig.15 RMS(ay)Pareto picture

圖16 RMS(ay)主效應(yīng)圖Fig.16 RMS(ay)main effect picture

從圖17的RMS(AX)Pareto圖和圖18的RMS(AX)主效應(yīng)圖可知：高地隙噴霧機(jī)藥箱充液率對(duì)藥箱液體質(zhì)心位置處縱向加速度AX均方根值影響最大，高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速為次影響因素，藥箱充液率為負(fù)相關(guān)，高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速為正相關(guān)關(guān)系；而高地隙噴霧機(jī)后懸架剛度和前懸架阻尼對(duì)藥箱液體質(zhì)心縱向加速度AX均方根值影響最小。

圖17 RMS(AX)Pareto圖Fig.17 RMS(AX)Pareto picture

圖18 RMS(AX)主效應(yīng)圖Fig.18 RMS(AX)main effect picture

從圖19的RMS(AZ)Pareto圖和圖20的RMS(AZ)主效應(yīng)圖可知：高地隙噴霧機(jī)藥箱充液率對(duì)藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度AZ均方根值影響最大，高地隙噴霧機(jī)前懸架剛度為次影響因素，藥箱充液率為負(fù)相關(guān)，高地隙噴霧機(jī)前懸架剛度為正相關(guān)關(guān)系；而高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速和高地隙噴霧機(jī)后懸架阻尼對(duì)藥箱液體質(zhì)心位置處縱向加速度AX均方根值影響最小。

圖19 RMS(AZ)Pareto圖Fig.19 RMS(AZ)Pareto picture

圖20 RMS(AZ)主效應(yīng)圖Fig.20 RMS(AZ)main effect picture

基于以上數(shù)據(jù)在Minitab數(shù)據(jù)處理軟件中創(chuàng)建響應(yīng)模型對(duì)高地隙噴霧機(jī)懸架剛度和阻尼試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化選擇；以高地隙噴霧機(jī)駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值以及藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度AZ均方根值和其縱向加速度AX均方根值最小化為目標(biāo)，對(duì)其進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，最終篩選出前懸架剛度為450 N/mm，前懸架阻尼為6 N·s/mm，后懸架剛度為675 N/mm，后懸架阻尼為10 N·s/mm。

將優(yōu)化懸架參數(shù)后的高地隙噴霧機(jī)跟原始懸架參數(shù)的高地隙噴霧機(jī)進(jìn)行不同工況下的評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)比，確認(rèn)優(yōu)化效果。以高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速2.5 m/s，充液率0.50為例，給出優(yōu)化懸架參數(shù)前后評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)應(yīng)的加速度圖譜如圖21～圖23所示。從對(duì)比圖中可以看出優(yōu)化效果比較明顯。

圖21 優(yōu)化前后駕駛室座椅處垂向加速度對(duì)比Fig.21 Optimized comparison of vertical acceleration at front and rear cab seats

圖22 優(yōu)化前后藥箱液體質(zhì)心位置側(cè)向加速度對(duì)比Fig.22 Comparison of lateral acceleration of the liquid center of mass of the medicine box before and after optimization

圖23 優(yōu)化前后藥箱液體質(zhì)心位置縱向加速度對(duì)比Fig.23 Comparison of longitudinal acceleration of liquid center of mass of medicine box before and after optimization

其中，優(yōu)化懸架參數(shù)前后評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)比如表5所示。從表5可知：使用優(yōu)化后的懸架剛度和阻尼匹配值，高地隙噴霧機(jī)作業(yè)車速在2.0 m/s，2.5 m/s，當(dāng)藥箱充液率0.50，0.80時(shí)，其平順性評(píng)價(jià)指標(biāo)駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值以及藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度AZ均方根值和其縱向加速度AX的均方根值均有所下降，且駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值在車速2.0 m/s，藥箱充液率為0.50時(shí)下降幅度最大為20.92%，藥箱液體質(zhì)心位置處縱向加速度AX均方根值在車速2.5 m/s，藥箱充液率0.50時(shí)下降幅度最大為23.41%，藥箱液體質(zhì)心位置處側(cè)向加速度AZ均方根值在車速2.5 m/s，藥箱充液率為0.50時(shí)下降幅度最大為16.75%；懸架參數(shù)優(yōu)化后高地隙噴霧機(jī)作業(yè)平順性有了顯著的提高，達(dá)到了優(yōu)化的目的。

表5 優(yōu)化前后結(jié)果對(duì)比Tab.5 Comparison of results before and after optimization

4 結(jié) 論

(1)本文建立了高地隙噴霧機(jī)虛擬樣機(jī)模型，考慮到高地隙噴霧機(jī)非滿載大容量藥箱液體晃動(dòng)對(duì)其作業(yè)平順性的影響，在Fluent中搭建藥箱液體受迫晃動(dòng)動(dòng)力學(xué)模型，編寫藥箱受到隨機(jī)加速度激勵(lì)的物理過程，較精確地模擬液體受迫晃動(dòng)，表明所建立藥箱液體受迫晃動(dòng)模型的正確性。

(2)編寫了監(jiān)測(cè)藥箱液體受迫晃動(dòng)過程中其液體質(zhì)心位置變化的用戶自定義函數(shù)，探究3個(gè)方向加速度激勵(lì)對(duì)藥箱液體晃動(dòng)的情況，結(jié)果表明非滿載藥箱液體晃動(dòng)受側(cè)向以及縱向加速度影響較大，受垂向加速度影響較小，確定了高地隙噴霧機(jī)作業(yè)平順性優(yōu)化指標(biāo)。

(3)考慮藥箱液體晃動(dòng)對(duì)高地隙噴霧機(jī)的影響，建立高地隙噴霧機(jī)車液耦合模型，以作業(yè)車速、藥箱充液率、前后懸架的剛度和阻尼參數(shù)設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案，進(jìn)行作業(yè)平順性優(yōu)化，選出懸架剛度和阻尼最佳匹配值，即前懸架剛度為450 N/mm，前懸架阻尼為6 N·s/mm，后懸架剛度為675 N/mm，后懸架阻尼為10 N·s/mm，提高了高地隙噴霧機(jī)作業(yè)平順性。