大型高地隙噴霧機(jī)噴桿減振試驗(yàn)與優(yōu)化

莊騰飛， 楊學(xué)軍， 張 鐵， 尚德林， 靳文停， 孫 星， 韋博翰

（1.中國農(nóng)業(yè)機(jī)械化科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司，北京 100083； 2.農(nóng)業(yè)裝備技術(shù)全國重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083）

0 引言

大型高地隙噴霧機(jī)具有通過性能好、噴桿噴幅寬、作業(yè)效率高等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于大型農(nóng)場和墾區(qū)。目前，噴霧機(jī)噴桿因懸架處無減振元件或減振元件減振效果差，作業(yè)時(shí)噴桿產(chǎn)生振蕩、偏轉(zhuǎn)和翻滾等，作業(yè)一定時(shí)間后，易出現(xiàn)噴桿開焊或斷裂[1-2]。為減少噴桿的振動，本研究以懸浮掛接式18 m 三角形截面的噴桿為對象，選用彈簧阻尼器組合減振方式進(jìn)行噴桿減振，對試制的減振元件進(jìn)行減振性能試驗(yàn)，分析不同減振元件對振動影響的顯著特性，得到噴桿最優(yōu)的減振參數(shù)組合，為噴桿懸架減振元件參數(shù)選取提供參考。

1 減振元件選取

懸浮掛接懸架及減振元件如圖1 所示，三角形截面噴桿模型如圖2 所示，噴桿作業(yè)指標(biāo)為末端振動最大偏移量±150 mm、噴桿最大垂向傾角±0.617°。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，初步選定單根斜拉彈簧剛度系數(shù)17 N/mm、斜拉彈簧拉伸量10 mm，計(jì)算得出，斜拉彈簧對噴桿垂向支撐力883.32 N。結(jié)合噴桿質(zhì)量，預(yù)設(shè)垂向彈簧壓縮量20～40 mm，通過式（1）計(jì)算得出垂向彈簧剛度系數(shù)55.1～110.2 N/mm。

圖1 懸浮掛接懸架及減振元件Fig.1 Suspension suspension and vibration damping elements

圖2 三角形截面噴桿模型Fig.2 Triangular cross-section spray boom model

式中K1——垂向彈簧剛度系數(shù)，N/mm

K2——根斜拉彈簧剛度系數(shù)，N/mm

L1——垂向彈簧壓縮長度，mm

L2——斜拉彈簧拉伸長度，mm

θ——斜拉彈簧安裝傾角，（°）

M——噴桿等效質(zhì)量，kg

g——重力加速度，m/s2

彈簧提供支撐，儲能但不耗能；阻尼器耗能但不儲能，耗能主要在復(fù)原行程段[3]。根據(jù)懸浮掛接懸架及三角形截面的噴桿結(jié)構(gòu)，結(jié)合垂向彈簧和斜拉彈簧的剛度系數(shù)，分別設(shè)計(jì)減振彈簧和阻尼器[4-8]。通過彈簧剛度系數(shù)試驗(yàn)和阻尼器示功試驗(yàn)，選取：彈簧彈性系數(shù)91.26、71.80 和57.68 N/mm 的3 個垂向彈簧；阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)9.48、7.43 和5.84 N·s/mm 的3 個垂向阻尼器；阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)8.74、7.42 和6.07 N·s/mm 的3 個水平阻尼器作為減振元件進(jìn)行減振組合試驗(yàn)，如圖3 所示[9]。

圖3 減振元件Fig.3 Vibration damping element

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

噴桿作業(yè)時(shí)，末端振動量最大，選用超聲波傳感器測量噴桿末端翻轉(zhuǎn)傾角值、加速度傳感器測量噴桿末端行進(jìn)方向和垂直方向振動值，分析噴桿各方向的振動量的分布及大小。選用CBOOK2000 采集振動信號，調(diào)理模塊CM4016C 進(jìn)行信號處理，動態(tài)采集系統(tǒng)（DH5902，DHDA）采集超聲波傳感器數(shù)據(jù)，用噴桿各向振動段占比評價(jià)噴桿振動量的大小，振幅小的振幅段占比越大，噴桿振動越小。結(jié)合噴霧機(jī)行進(jìn)速度，試驗(yàn)因素水平如表1 所示，采用Box-Behnken 響應(yīng)面法，選用4 因素3 水平得到試驗(yàn)組合如表2 所示，表中A、B、C、D分別表示噴霧機(jī)行進(jìn)速度、垂向彈簧剛度系數(shù)、垂向阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)和水平阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)；R1、R2、R3分別表示噴桿末端行進(jìn)方向加速度0～6 m/s2振幅段占比、翻滾傾角0～0.6°傾角段占比和垂直方向0～6 m/s2振幅段占比[10-12]。田間試驗(yàn)如圖4 所示，結(jié)果數(shù)據(jù)如表2 所示。

表1 因素水平Tab.1 Factors and levels

表2 試驗(yàn)方案及結(jié)果Tab.2 Test scheme and results

圖4 噴桿懸架減振田間試驗(yàn)Fig.4 Spray boom suspension vibration damping field test

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

為分析各減振元件對振動影響的顯著性，利用Design-Expert 軟件，對表2 試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行多元回歸擬合分析和方差分析；為分析各因素一次項(xiàng)對指標(biāo)的影響，對影響因素和回歸模型進(jìn)行F檢驗(yàn)，響應(yīng)面回歸方程和方差分析結(jié)果如表3 和表4 所示。

表3 響應(yīng)面回歸方程Tab.3 Response surface regression equation

表4 響應(yīng)面方差分析結(jié)果Tab.4 Response surface variance analysis results

3.1 回歸方程擬合

由表3 和表4 可知，對行進(jìn)方向R1影響的因素大小順序A>B>D>C。因素A、B和交互項(xiàng)AD的P值均<0.01，對噴桿行進(jìn)方向振動影響極顯著；交互項(xiàng)AB的P值<0.05，對噴桿行進(jìn)方向振動影響顯著；其余因素和交互項(xiàng)，影響不顯著。

對翻滾傾角R2影響的因素大小順序D>A>B>C。因素D的P值<0.01，對噴桿翻滾影響極顯著；因素A、B和交互項(xiàng)AD的P值<0.05，對噴桿翻滾影響顯著；其余因素和交互項(xiàng)，影響不顯著。

對垂向振動R3影響的因素大小順序B>A>C>D。因素A、B、C的P值均<0.01，對噴桿垂向振動影響極顯著；交互項(xiàng)AC和BC的P值<0.05，對噴桿垂向振動影響顯著；其余因素和交互項(xiàng)，影響不顯著。

由表4 可知，回歸模型中的F對應(yīng)的P值均<0.000 1，回歸模型極顯著；決定系數(shù)均>0.85，表明預(yù)測值與實(shí)際值高度相關(guān)，試驗(yàn)誤差較小。

3.2 交互作用對指標(biāo)影響

由圖5a 可知，在因素C、D均為0 水平時(shí)，R1結(jié)果分布趨勢為隨著因素A水平的增加呈現(xiàn)先增大后減少、隨著因素B水平的增加逐漸增大，因素A在0 水平，因素B在0.5～1.0 水平時(shí)，R1值較大，噴桿行進(jìn)方向振幅較小。由圖5b 可知，在因素B、C均為0 水平下，因素A水平逐漸增大時(shí)，隨著因素D水平逐步增大，R1值先緩慢增大后加速減小，因素A在-1.0～0.5 水平區(qū)間，因素D在-1.0～0.5 水平時(shí)，R1值較大，噴桿行進(jìn)方向振幅較小。

圖5 交互作用對噴桿行進(jìn)方向振幅分布影響Fig.5 Influence of interaction on amplitude distribution of spray boom traveling direction

由圖6 可知，在因素B、C均為0 水平時(shí)，隨著因素A水平的增加，因素D水平逐漸增大，R2值先減小后增大，噴桿翻轉(zhuǎn)傾角先增大后減小，因素A在-1.0～0 水平區(qū)間，因素D在0.5～11.0 水平時(shí)，R2數(shù)值較大，噴桿翻滾傾角較小。

圖6 交互作用對噴桿翻滾傾角分布影響Fig.6 Influence of interaction on roll angle distribution of spray boom

由圖7a 可知，在因素B、D均為0 水平時(shí)，因素A、C水平逐漸增大時(shí)，R3值均呈先增大后減小趨勢，噴桿垂向振動呈先減小后增大趨勢；因素A在-0.5～0.5 水平區(qū)間，因素C在-0.5～0.5 水平時(shí)，R3值較大，該水平區(qū)間的噴桿垂向振動較小。由圖7b 可知，因素A、D均為0 水平時(shí)，因素B、C水平逐漸增大時(shí)，R3值呈先增大后減小趨勢，噴桿垂向振動呈先減小后增大趨勢；因素B在-0.5～0.5 水平區(qū)間，因素C在-0.5～0.5 水平時(shí)，R3值較大，該水平區(qū)間的噴桿垂向振動較小。

4 減振組合優(yōu)化及試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 減振組合參數(shù)優(yōu)化

對回歸方程參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析，將翻滾傾角和垂向上占比值的重要性選為最大，各方向上對應(yīng)分布占比最大，得到試驗(yàn)地塊最優(yōu)的減振裝置作業(yè)參數(shù)組合為噴霧機(jī)行駛速度2.125 m/s、垂向彈簧剛度系數(shù)78.14 N/mm、垂向阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)8.23 N·s/mm及水平阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)8.74 N·s/mm。

4.2 最優(yōu)組合驗(yàn)證試驗(yàn)

根據(jù)噴桿最優(yōu)減振作業(yè)參數(shù)組合參數(shù)值，通過試驗(yàn)選取垂向彈簧剛度系數(shù)77.42 N/mm、水平阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)8.74 N·s/mm、垂向阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)8.21 N·s/mm，進(jìn)行最優(yōu)減振裝置作業(yè)參數(shù)組合同一地塊的驗(yàn)證試驗(yàn)，測得試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表5 和表6 所示。

表5 各加速度段占比Tab.5 Proportion of each vibration amplitude section

表6 各翻轉(zhuǎn)傾角段占比Tab.6 Proportion of each rolling angle section

最優(yōu)組合和正交組合田間試驗(yàn)結(jié)果表明，在最優(yōu)組合下，噴桿行進(jìn)方向振動加速度0～6 m/s2區(qū)間占比達(dá)到85.26%，提高4%以上；翻滾傾角0～0.6°區(qū)間占比達(dá)到88.37%，提高4%以上；垂向振動加速度0～6 m/s2區(qū)間占比達(dá)到87.96%，高3%以上，噴桿的振動和翻滾得到了明顯減小。最優(yōu)組合分析得到的最優(yōu)減振參數(shù)組合可信。

5 結(jié)束語

（1）對試制的減振元件進(jìn)行了4 因素3 水平正交旋轉(zhuǎn)組合減振試驗(yàn)，通過田間試驗(yàn)分析，得出噴霧機(jī)行進(jìn)速度、垂向彈簧剛度系數(shù)對噴桿行進(jìn)方向振動影響極顯著；水平阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)對噴桿垂向翻滾影響極顯著；噴霧機(jī)行進(jìn)速度、垂向彈簧剛度系數(shù)和垂向阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)對噴桿垂向振動影響極顯著；噴霧機(jī)行進(jìn)速度和垂向彈簧剛度系數(shù)交互作用對噴桿行進(jìn)方向振動影響極顯著、噴霧機(jī)行進(jìn)速度和水平阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)的交互作用對噴桿翻滾影響顯著；噴霧機(jī)行進(jìn)速度和垂向阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)、垂向彈簧剛度系數(shù)及垂向阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)的交互作用對噴桿垂向振動影響顯著，其余因素和交互作用對噴桿振動影響不顯著。

（2）噴霧機(jī)最優(yōu)減振組合為行駛速度2.125 m/s、垂向彈簧剛度系數(shù)78.14 N/mm、垂向阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)8.23 N·s/mm 和水平阻尼器復(fù)原阻尼系數(shù)8.74 N·s/mm。該減振組合下噴桿行進(jìn)方向0～6 m/s2區(qū)間占比達(dá)到85.26%，提高4%以上；翻滾傾角0～0.6°段占比達(dá)到88.37%，提高4%以上；垂向振動加速度0～6 m/s2區(qū)間占比均達(dá)到87.96%，提高3%以上，噴桿的振動和翻滾得到了明顯減小。

（3）通過噴桿減振組合試驗(yàn)和優(yōu)化驗(yàn)證試驗(yàn)，為噴桿懸架減振元件的設(shè)計(jì)及參數(shù)選定提供數(shù)據(jù)支撐。