高地隙噴霧機車液耦合作業平順性優化

王麒淦，馮靜安，余希勝，宋 寶

(1.石河子大學 機械電氣工程學院，新疆 石河子 832003；2.華中科技大學 機械科學與工程學院，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因其工作效率高而被廣泛使用。但是，由于其工作路面環境復雜，整車重心較高，工作過程中容易受到非滿載藥箱藥液晃動、噴桿晃動的影響，不僅影響施藥的效果，嚴重時可能對駕駛員的身體健康和人身安全造成影響，因此，研究高地隙噴霧機車液路耦合作用下對其作業平順性進行優化的問題具有重要的實際意義。

高地隙噴霧機屬于特種作業車輛，目前有關研究主要是針對其局部結構或是整體結構進行研究，如針對高地隙噴霧機噴桿結構參數的改進[1-3]、懸架結構參數的設計[4-5]、高地隙底盤結構的優化[6-7]以及對懸架穩定性控制方法進行研究[8-9]，也有學者對高地隙噴霧機整體結構進行了相關研究[10-11]，而針對液體晃動對車輛動力學穩定性問題的研究主要集中在液罐車領域。鄭雪蓮[12]對液罐車液體沖擊等效力學模型的參數進行了推導和求解，并利用Fluent軟件仿真獲得了不同充液比和側向激勵條件下液體沖擊的實際參數；孫麗娜等[13]運用Fluent軟件中的VOF(volume of fluid)模塊模擬罐車在制動過程中罐內液體水擊產生的過程，并對罐車液體充液率、密度和黏度對罐體水擊的壓強進行了研究；王瓊瑤等[14]研究了防波板的幾何參數對液體瞬態晃動時的載荷轉移以及對晃動力的影響進行了研究；胡曉明等[15]針對罐體內液體的橫向晃動問題，建立了液體晃動的控制方程，并建立了液體晃動的等效力學模型和數學模型，對半掛液罐車行駛參數和失穩形式進行了研究。目前，對液體晃動的研究大多是對罐體施加側向的激勵，而縱向和垂向激勵對罐內液體晃動的影響被忽略了，并且鮮有學者把具有大容量藥箱的高地隙噴霧機懸架參數優化問題和液體晃動對其作業影響的問題結合起來進行研究，更少見有學者針對液體晃動對高地隙噴霧機作業平順性進行研究。由于利用高地隙噴霧機在田間試驗費時費力，并且危險系數高，因此本文從虛擬仿真的角度對高地隙噴霧機作業時車液路耦合過程進行仿真分析，分析高地隙噴霧機不同作業車速、不同藥箱載藥量以及前后懸架不同的剛度和阻尼參數對其作業平順性的影響，并通過優化其懸架的剛度和阻尼參數以期來提高高地隙噴霧機的作業平順性。

1 高地隙噴霧機虛擬樣機模型建立

1.1 三維模型建立

結合現有高地隙噴霧機樣機以及改進的設計方案，利用SolidWorks軟件建立整機主要部件三維模型，該整機主要由高地隙底盤、駕駛室、藥箱、噴桿、獨立立軸懸架、傳動裝置等組成，其主要參數如表1所示。

表1 整機主要參數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

高地隙噴霧機田間作業路況復雜，多為凹凸不平工況，而ADAMS軟件自帶的路面模型十分簡單，難以適應于高地隙噴霧機復雜的作業工況；為較精確地模擬田間作業路面工況，本文基于諧波疊加原理和路面不平度分類標準，在MATLAB軟件中編制能夠滿足高地隙噴霧機作業工況要求的E等級隨機路面文件[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仿真路面激勵的需求，根據上文編制的程序，并基于ADAMS三維路面節點生成算法，最終生成長度為100 m，寬度為20 m的E等級三維空間路面譜文件，經過多次測試驗證能夠滿足高地隙噴霧機虛擬樣機路面激勵的仿真要求，在MATLAB軟件中生成的E等級三維隨機路面模型，如圖2所示。

圖2 E等級隨機路面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重要組成部分，且與地面唯一接觸，因此輪胎模型對高地隙噴霧機作業平順性具有重要影響，文中采用適用于3D路面模型，同時又適合做穩定性分析的Fiala解析模型，其輪胎屬性的參數，如表2所示。

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

1.2.3 模型的導入

文中將在SolidWorks中建立的高地隙噴霧機整機模型保存為Parasolid.x_t格式，并導入ADAMS/View中，在保證高地隙噴霧機虛擬樣機仿真要求的基礎上，為提高計算效率和避免計算錯誤，在ADAMS中對次要的部件進行布爾運算以減少約束。修改導入模型部件的材料屬性等信息，并進行相關的約束。最終規定高地隙噴霧機駕駛員右側為坐標系Z軸，X軸負方向為前進方向，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入的，導入時選擇上文中建立的E等級三維隨機路面文件，導入輪胎和E級隨機路面的整車虛擬樣機模型，如圖3所示。

圖3 ADAMS噴霧機虛擬樣機仿真模型Fig.3 ADAMS virtual prototype simulation model of sprayer

2 藥箱液體受迫晃動模型建立

2.1 控制方程

文中采用VOF模型處理藥箱內氣液兩相非定常湍流流動，包括連續性方程、動量守恒方程、流體體積函數方程。

連續性方程為

(1)

動量守恒方程為

(2)

流體體積法體積函數方程為

(3)

式中：u為速度；p為壓強；F為流體體積分數；ρ和μ分別為容積分數的平均密度和動力黏性系數。

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，初始時氣液交界面平行于XZ平面，液體和氣體相對藥箱速度為0，氣體壓強為一個標準大氣壓，重力加速度沿Y軸負方向，大小為9.81 m/s2。

2.3 求解方法及計算參數

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”。

因藥箱內主要成分為空氣和水，故可用液態水來代替藥液，并設置空氣為主相，水為第二相，空氣為理想氣體，動力黏性系數為1.789×10-5kg·m·s-1；水的密度為998.2 kg/m3，動力黏性系數為1.003×10-3kg·m·s-1，瞬態計算中時間步長為0.01 s。

2.4 藥箱模型及網格劃分

本文以某高地隙噴霧機大容量藥箱為研究對象，藥箱橫截面為圓形，前后封頭均為平封頭，藥箱總長度為2.6 m，內半徑為0.7 m，其坐標系方向與ADAMS高地隙噴霧機虛擬樣機中藥箱坐標系方向一致；采用結構化六面體網格對藥箱模型進行劃分，共劃分為74 140個單元，網格模型如圖4所示。

圖4 藥箱網格模型Fig.4 Grid model of medicine box

2.5 Fluent藥箱基礎模型有效性驗證

為對Fluent中建立的藥箱基礎模型的準確性進行驗證，選取充液率K=0.10～0.90藥液裝載量的藥箱模型進行數值模擬，其中充液率步長為0.1，定義充液率K為藥箱裝載的質量與藥箱總裝載量的比值，無量綱；K=1.00為藥箱內液體滿載，K=0為藥箱內未裝載液體，由于本文研究的是非滿載藥液晃動問題，故不考慮這兩種情況。通過檢測不同充液率藥箱內的液體在自身重力作用下藥箱底部受到的壓強P0以及其壁面Y方向受力F0的大小，并與其相對應理論計算的藥箱底部受到的壓強P1以及其壁面Y方向受力F1的大小進行對比分析，對基礎模型設置的準確性進行驗證；其中不同充液率液體對藥箱底部的壓強，如圖5所示。模型檢測和理論計算的藥箱底部壓強以及其壁面受力的對比結果，如表3所示。

表3 模型檢測與理論計算的壓強和壓力對比Tab.3 Comparison of pressure and pressure between model test and theoretical calculation

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

藥箱底部壓強及壁面Y方向受力的理論計算公式為

(4)

式中：h為液面距離藥箱底部的距離，m；m為藥箱滿載時藥液的質量，kg。

從對比表中可看出充液率K=0.10～0.90的藥箱基礎模型檢測到的藥箱底部壓強P0和藥箱壁面Y方向受力F0的大小與對應的理論計算的壓強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模型與計算方法以及設置基本正確。

2.6 Fluent藥箱液體隨機加速度激勵研究

高地隙噴霧機在作業過程中藥箱內液體受到的激勵是隨機的，因此研究藥箱內液體隨機激勵條件下液體的晃動狀態以及其對藥箱壁面的沖擊是進行車液耦合數值模擬所必需的。

為探究藥箱內液體在不同方向隨機激勵條件下的液體晃動情況，選取高地隙噴霧機作業車速為2.5 m/s，藥箱充液率K=0.50，高地隙噴霧機其他各參數為默認狀況下，檢測出藥箱內液體質心Y方向即垂向受到的加速度時域激勵；并以此真實隨機激勵為基礎擬合出激勵趨勢相似的多項式正弦隨機激勵，擬合出的正弦隨機激勵函數公式為

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外界氣溫在3℃上下，有時還有霜凍，此時保溫是重點。一般在出苗前壓好棚膜，增加地溫，以促進早出苗。這一時期既不通風換氣，也不追肥澆水，主要是增加光照，防止風、雪、雨天氣損壞拱棚。

(5)

式中：f(x)為加速度響應，m/s2；x為時間，s。

此擬合出的正弦函數形式的加速度激勵僅僅只是根據真實隨機加速度激勵數據點擬合出的隨機正弦形式的加速度函數，其擬合加速度激勵頻率與真實加速度激勵頻率相近，其峰值總體略小于真實加速度激勵；兩種形式加速度激勵只用來相互驗證和對比激勵的效果，故無關擬合峰值偏差。

根據監測出的真實加速度激勵和擬合出的正弦加速度激勵，以橫向和縱向兩個角度來探究液體受到單個方向不同形式隨機激勵時，液體晃動對藥箱壁面的沖擊以及液體質心位置的變化情況，其中真實的加速度激勵和擬合出的正弦函數隨機加速度激勵對比圖，如圖6所示。

圖6 真實加速度激勵和擬合正弦函數加速度激勵Fig.6 Real acceleration excitation and fitting sine function acceleration excitation

根據兩種方式隨機加速度激勵，分別編寫可用于液體晃動加速度時域激勵的用戶自定義函數，并施加在流體域，以驅動液體晃動。并檢測藥箱壁面X，Y，Z即縱向、垂向和橫向3個方向受到液體晃動的沖擊力和相對于藥箱壁面最底端中部位置的沖擊力矩；同時，通過編寫可以監測液體晃動過程中液體3個方向質心位置的用戶自定義函數來實時監測液體的質心位置。并且，為探究加速度激勵與藥箱壁面受到的沖擊力和沖擊力矩之間的關系，以藥箱受到Z方向即橫向隨機激勵為例，分別對流體域施加兩種不同方式的隨機加速度激勵；并對壁面沖擊力和沖擊力矩進行監測，其中兩種加速度激勵和壁面Z方向所受沖擊力以及沖擊力矩的關系，如圖7所示。

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

圖7(a)為真實隨機加速度激勵與壁面Z方向所受沖擊力之間的關系，圖7(b)為在真實隨機加速度激勵下的壁面Z方向所受沖擊力和沖擊力矩之間的關系；圖7(c)為擬合正弦形式的隨機加速度激勵與壁面Z方向所受沖擊力之間的關系；圖7(d)為在擬合正弦形式隨機加速度激勵下的壁面Z方向所受沖擊力和沖擊力矩之間的關系。從圖7可知：對藥箱Z方向施加的真實加速度激勵和壁面Z方向所受沖擊力趨勢相同，而且Z方向所受沖擊力和沖擊力矩趨勢也相同，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，擬合加速度激勵與其壁面所受沖擊力以及沖擊力和沖擊力矩之間關系的趨勢和真實隨機加速度激勵與其壁面所受沖擊力以及沖擊力和沖擊力矩之間關系的趨勢相同；因擬合加速度激勵大小比真實加速度激勵小，故其沖擊力和沖擊力矩比真實激勵條件下要小。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加速度激勵用戶自定義函數的正確性以及模型設置的正確性。

為研究藥箱受到不同方向加速度激勵條件下，其液體質心位置的變化情況，對藥箱3個方向分別施加兩種不同形式的加速度激勵，監測液體晃動過程中其質心位置的變化。圖8為分別對藥箱3個方向施加不同加速度激勵時液體質心位置的時域變化圖。其中，圖8(a)、圖8(b)、圖8(c)分別為藥箱X，Y和Z方向受到真實隨機加速度激勵時液體3個方向質心位置隨時間的變化情況；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隨機加速度激勵時液體3個方向質心位置的時域變化情況。

從圖8可知：藥箱X方向受到真實隨機加速度激勵時，其X方向質心位置變化較大即液體晃動比較明顯，Y和Z方向液體晃動較不明顯；藥箱Y方向受到真實隨機加速度激勵時，其X方向質心位置變化比Y和Z方向要小，而且Y和Z方向質心位置變化也不明顯，只是小幅度晃動；藥箱Z方向受到真實隨機加速度激勵時，其Z方向質心位置變化較大，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個方向分別受到擬合正弦函數加速度激勵時，其液體質心位置變化趨勢與藥箱受到真實隨機加速度激勵時相似；由于擬合正弦函數隨機加速度激勵比真實隨機加速度激勵要小，故液體受到擬合隨機加速度激勵時液體質心總體變化情況應比受到真實加速度激勵時要小，這也與數值模擬情況相符，從側面也反映出本文編寫的監測液體質心3個方向位置用戶自定義函數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程度受側向和縱向加速度激勵影響較大，受垂向加速度激勵影響較小。

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

高地隙噴霧機在作業時藥箱液體實時受到3個方向隨機加速度激勵，因此有必要對藥箱施加3個方向的加速度激勵，研究液體質心位置的變化以及液體晃動的情況。以藥箱充液率K=0.50和充液率K=0.75兩種情況進行研究，分別同時施加相同的3個方向隨機加速度激勵，并分別提取對應的液體質心位置時域變化數據，并以Z方向質心位置數據為橫坐標，Y方向液體質心位置數據為縱坐標，對液體晃動形態進行研究，藥箱充液率K=0.50和充液率K=0.75所對應的液體質心位置圖，如圖9、圖10所示。

圖9 充液率為0.50時液體質心位置Fig.9 The position of liquid center of mass at filling rate of 0.50

圖10 當充液率為0.75時液體質心位置Fig.10 The position of liquid center of mass at filling rate of 0.75

從兩者液體質心晃動的形態來看，其均與液體晃動等效機械模型中的單擺模型有相似之處，但實際情況是該液體晃動呈現出高度非線性，很難用數學模型進行表述；從側面也反映出所建立的液體受迫晃動模型以及加速度激勵的正確性。

3 車液耦合平順性優化

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模型和高地隙噴霧機虛擬樣機模型，建立高地隙噴霧機車液耦合模型；將多體動力學模型與流體動力學模型建立實時數據耦合的聯合仿真模型。能夠很好地解決ADAMS多體動力學軟件不能模擬液體晃動的情況，使高地隙噴霧機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中虛擬樣機模型實時檢測藥箱液體受到的3個方向隨機加速度激勵時域變化數據，并將這些實時變化的加速度數據作為Fluent中數值模擬模型藥箱激勵的邊界條件；而Fluent數值模擬模型中的藥箱在受到來自ADAMS虛擬樣機模型的加速度激勵后，把藥箱內液體質心3個方向實時變化的位置信息以及藥箱壁面實時受力數據再傳輸到ADAMS虛擬樣機模型中，并在ADAMS虛擬樣機模型中進行車液耦合仿真，最終關注的相關指標數據在ADAMS中輸出，完成高地隙噴霧機車液耦合過程。

為研究藥箱液體晃動對高地隙噴霧機作業的影響，以高地隙噴霧機作業車速為2.5 m/s，藥箱充液率K=0.50，高地隙噴霧機其他各參數為默認狀況下，對考慮液體晃動和不考慮液體晃動兩種工況下高地隙噴霧機作業情況進行對比分析；其中不考慮液體晃動時將藥箱液體在液體質心位置處用等質量的剛體代替，考慮液體晃動時給予藥箱液體同時施加側向、縱向和垂向3個方向隨機的加速度激勵。以駕駛室座椅處垂向加速度和藥箱液體質心位置處側向即Z向加速度以及藥箱液體質心位置處縱向即X向加速度這三項指標進行兩種工況下的對比。

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比圖，藥箱液體質心位置處側向加速度對比圖，藥箱液體質心位置處縱向加速度對比圖。從圖中可知：考慮液體晃動工況時三項指標加速度均比不考慮液體晃動工況時要大，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，藥箱液體晃動對高地隙噴霧機作業影響不可忽略。

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

圖13 液體質心位置處側向加速度對比Fig.13 Comparison of lateral acceleration at the center of mass of liquid

圖14 液體質心位置處縱向加速度對比Fig.14 Comparison of longitudinal acceleration at the center of mass of liquid

3.2 仿真試驗方案和結果

高地隙噴霧機作業時在車液路耦合作用下，使得駕駛員乘坐舒適性下降，藥箱液體晃動幅度加大。液體晃動幅度加大勢必影響車輛的作業安全和整車平順性；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節的分析可知影響液體晃動的主要因素為藥箱液體受到的側向加速度激勵和縱向加速度激勵。文中以高地隙噴霧機駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值(root mean square，RMS)以及藥箱液體質心位置處側向加速度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作業平順性評價指標，并綜合考慮這三項評價指標；因其能夠反應高地隙噴霧機駕駛員乘坐舒適性以及液體晃動的平順性狀況，故具有很好的適用性。

高地隙噴霧機在田間作業時為保證不出現重噴和漏噴現象，要求其車速盡量保持直線恒速穩定行駛，而且研究高地隙噴霧機田間直線作業時不同車速、不同載藥量工況下對其作業平順性的影響也是必要的；并且高地隙噴霧機前后懸架的剛度和阻尼對整車作業平順性的影響也不可忽略，鑒于上述特殊要求，設計高地隙噴霧機作業車速分別為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計剛度的±25%，前后懸架阻尼的變化范圍為設計阻尼的±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。仿真試驗時不考慮因素之間的交互作用，其中仿真試驗方案和試驗結果如表4可知。

表4 仿真試驗方案和試驗結果Tab.4 Test scheme and test results

3.3 車液耦合平順性試驗結果分析

基于3.2節的試驗數據在數據處理軟件Minitab中對其進行分析，分別尋找出影響高地隙噴霧機駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值以及藥箱液體質心位置處側向加速度AZ均方根值和其縱向加速度AX均方根值大小的因素，以及研究各個因素是如何影響目標響應的。

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、藥箱液體質心位置處縱向加速度AX均方根值和藥箱液體質心位置處側向加速度AZ均方根值三項指標所對應的Pareto圖和主效應圖。

從圖15的RMS(ay)Pareto圖和圖16的RMS(ay)主效應圖可知：高地隙噴霧機作業車速對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，且都為正相關關系；而高地隙噴霧機前懸架的阻尼和后懸架的剛度對駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值影響最小；即高地隙噴霧機駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值隨著高地隙噴霧機作業車速和藥箱充液率的增大而增大。因此，高地隙噴霧機作業時車速要保持在合適的范圍內而不能過高。

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

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

從圖17的RMS(AX)Pareto圖和圖18的RMS(AX)主效應圖可知：高地隙噴霧機藥箱充液率對藥箱液體質心位置處縱向加速度AX均方根值影響最大，高地隙噴霧機作業車速為次影響因素，藥箱充液率為負相關，高地隙噴霧機作業車速為正相關關系；而高地隙噴霧機后懸架剛度和前懸架阻尼對藥箱液體質心縱向加速度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)主效應圖可知：高地隙噴霧機藥箱充液率對藥箱液體質心位置處側向加速度AZ均方根值影響最大，高地隙噴霧機前懸架剛度為次影響因素，藥箱充液率為負相關，高地隙噴霧機前懸架剛度為正相關關系；而高地隙噴霧機作業車速和高地隙噴霧機后懸架阻尼對藥箱液體質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)主效應圖Fig.20 RMS(AZ)main effect picture

基于以上數據在Minitab數據處理軟件中創建響應模型對高地隙噴霧機懸架剛度和阻尼試驗參數進行優化選擇；以高地隙噴霧機駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值以及藥箱液體質心位置處側向加速度AZ均方根值和其縱向加速度AX均方根值最小化為目標，對其進行多目標優化，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。

將優化懸架參數后的高地隙噴霧機跟原始懸架參數的高地隙噴霧機進行不同工況下的評價指標對比，確認優化效果。以高地隙噴霧機作業車速2.5 m/s，充液率0.50為例，給出優化懸架參數前后評價指標對應的加速度圖譜如圖21～圖23所示。從對比圖中可以看出優化效果比較明顯。

圖21 優化前后駕駛室座椅處垂向加速度對比Fig.21 Optimized comparison of vertical acceleration at front and rear cab seats

圖22 優化前后藥箱液體質心位置側向加速度對比Fig.22 Comparison of lateral acceleration of the liquid center of mass of the medicine box before and after optimization

圖23 優化前后藥箱液體質心位置縱向加速度對比Fig.23 Comparison of longitudinal acceleration of liquid center of mass of medicine box before and after optimization

其中，優化懸架參數前后評價指標對比如表5所示。從表5可知：使用優化后的懸架剛度和阻尼匹配值，高地隙噴霧機作業車速在2.0 m/s，2.5 m/s，當藥箱充液率0.50，0.80時，其平順性評價指標駕駛室座椅處垂向加速度ay均方根值以及藥箱液體質心位置處側向加速度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時下降幅度最大為20.92%，藥箱液體質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時下降幅度最大為23.41%，藥箱液體質心位置處側向加速度AZ均方根值在車速2.5 m/s，藥箱充液率為0.50時下降幅度最大為16.75%；懸架參數優化后高地隙噴霧機作業平順性有了顯著的提高，達到了優化的目的。

表5 優化前后結果對比Tab.5 Comparison of results before and after optimization

4 結 論

(1)本文建立了高地隙噴霧機虛擬樣機模型，考慮到高地隙噴霧機非滿載大容量藥箱液體晃動對其作業平順性的影響，在Fluent中搭建藥箱液體受迫晃動動力學模型，編寫藥箱受到隨機加速度激勵的物理過程，較精確地模擬液體受迫晃動，表明所建立藥箱液體受迫晃動模型的正確性。

(2)編寫了監測藥箱液體受迫晃動過程中其液體質心位置變化的用戶自定義函數，探究3個方向加速度激勵對藥箱液體晃動的情況，結果表明非滿載藥箱液體晃動受側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作業平順性優化指標。

(3)考慮藥箱液體晃動對高地隙噴霧機的影響，建立高地隙噴霧機車液耦合模型，以作業車速、藥箱充液率、前后懸架的剛度和阻尼參數設計試驗方案，進行作業平順性優化，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作業平順性。