甘蔗收獲機(jī)切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)的試驗(yàn)研究

賴 曉，何桂慶，李尚平，曾 邦，莫瀚寧,2,4，滕 筱，曹鉑瀟

（1.廣西大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南寧 530004；2.廣西大學(xué)輕工與食品工程學(xué)院，南寧 530004；3.廣西民族大學(xué)電子信息學(xué)院，南寧 530006；4.梧州學(xué)院機(jī)械與材料工程學(xué)院，梧州 543000）

0 引 言

甘蔗是生產(chǎn)食糖的主要經(jīng)濟(jì)作物，截至2018年，國(guó)內(nèi)的甘蔗種植面積達(dá)到1 405.8×103hm2，種植面積位居世界前列。目前，國(guó)內(nèi)甘蔗收獲機(jī)砍蔗宿根破頭率高的問(wèn)題依然沒(méi)有得到有效解決[1-2]，研究表明，甘蔗宿根破頭除了受到切割方法、刀片參數(shù)和甘蔗物理力學(xué)性能等影響外[3-7]，還與切割系統(tǒng)振動(dòng)有關(guān)[8-9]。Mathanker等[10]和Johnson等[11]研究了切削速度和切削刃傾角對(duì)切削能量的影響。Kroes等[12]設(shè)計(jì)了一個(gè)雙刀盤(pán)模型來(lái)研究刀盤(pán)的運(yùn)動(dòng)學(xué)軌跡，并計(jì)算出行駛速度和刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的最大允許速度比，從而提高了切割質(zhì)量。研究人員通過(guò)試驗(yàn)研究了刀盤(pán)轉(zhuǎn)速、刀盤(pán)傾角和行走速度對(duì)甘蔗切割質(zhì)量和宿根破頭率的影響[13-16]。劉慶庭等[17]采用單圓盤(pán)的光刃刀片，對(duì)甘蔗根茬破壞的因素進(jìn)行了研究。向家偉等[18]設(shè)計(jì)了一種根部切割器，并分析了該切割器的前十階模態(tài)振型。卿上樂(lè)等[19]建立了單圓盤(pán)切割器不漏割以及刀盤(pán)與甘蔗不接觸的條件方程式。麻芳蘭等[20]采用正交試驗(yàn)與模糊綜合評(píng)價(jià)方法，對(duì)反映甘蔗根部切割質(zhì)量的破頭率進(jìn)行了研究。周勇等[21]采取 30°斜置式的切割喂入裝置，減少了雙刀盤(pán)對(duì)甘蔗的重復(fù)切割，大大提高了甘蔗喂入能力。賴曉等[22-23]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)收獲機(jī)的切割系統(tǒng)會(huì)受到路面不平度激振的影響，使得刀架產(chǎn)生軸向振動(dòng)，降低甘蔗切割質(zhì)量。邱辰等[24]根據(jù)ANSYS模態(tài)分析結(jié)果對(duì)切割系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，降低了甘蔗破頭率。以上研究對(duì)提高甘蔗切割質(zhì)量奠定了的理論基礎(chǔ)，但是尚無(wú)甘蔗收獲機(jī)結(jié)構(gòu)布局對(duì)切割系統(tǒng)振動(dòng)影響的研究。大量實(shí)地觀測(cè)表明，收獲機(jī)的結(jié)構(gòu)布局欠佳會(huì)使切割系統(tǒng)的振動(dòng)過(guò)大，造成切割斷口不平齊，導(dǎo)致蔗莖破損，宿根出現(xiàn)裂紋甚至破頭。

基于上述分析，本文建立了甘蔗收獲機(jī)激振試驗(yàn)臺(tái)和激振力學(xué)模型，通過(guò)分析激振試驗(yàn)臺(tái)的彈簧-質(zhì)量系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，在混合激振的條件下，采用逆向設(shè)計(jì)的方法研究不同的結(jié)構(gòu)布局對(duì)切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)的影響，進(jìn)而得出最佳的結(jié)構(gòu)布局，這對(duì)甘蔗收獲機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和提高切割質(zhì)量有重要指導(dǎo)意義。

1 激振試驗(yàn)臺(tái)架與試驗(yàn)

1.1 激振試驗(yàn)臺(tái)架

課題組研發(fā)了甘蔗收獲機(jī)激振試驗(yàn)臺(tái)，如圖1所示。激振試驗(yàn)臺(tái)主要由甘蔗輸送機(jī)構(gòu)、路面激振器、收獲機(jī)車(chē)架、發(fā)動(dòng)機(jī)激振器、減振器、物流架和切割系統(tǒng)等部分組成。路面激振器、發(fā)動(dòng)機(jī)激振器和減振器構(gòu)成了激振試驗(yàn)臺(tái)的激振系統(tǒng)。激振器和減振器的作用在于模擬甘蔗收獲機(jī)在不平的路面工作時(shí)的激振工況。發(fā)動(dòng)機(jī)激振器用于模擬發(fā)動(dòng)機(jī)激振。

建立如圖1b模型圖中的坐標(biāo)系，模型的后面為X軸正方向，左端為Y軸正方向，垂直地面向上為Z軸正方向；X-Y平面為地面，X軸位于激振臺(tái)架的左右中心對(duì)稱面上，Y軸位于車(chē)架最前端的豎直面上。不計(jì)甘蔗輸送機(jī)構(gòu)的尺寸，實(shí)物樣機(jī)的整體尺寸（長(zhǎng)×寬×高）為2 230 mm×1 170 mm× 1 930 mm。用于調(diào)節(jié)切割系統(tǒng)升降的 2個(gè)液壓液壓油缸的剛度和阻尼系數(shù)分別為1 935 N/mm和2.916 N·s/mm。路面激振器主要由上下層激振單元和動(dòng)不平衡圓盤(pán)等核心部件組成，動(dòng)不平衡圓盤(pán)直徑為200 mm，偏心質(zhì)量約為3 kg。上下層激振單元主要由激振彈簧和橫向限位器組成，上層激振單元的激振彈簧的外徑和內(nèi)徑分別為 120 和 88 mm，剛度為100 N/mm；下層激振單元由4根激振彈簧并聯(lián)而成，激振彈簧的外徑和內(nèi)徑分別為 63 和 43 mm，剛度為25 N/mm；串聯(lián)的 2個(gè)動(dòng)不平衡圓盤(pán)轉(zhuǎn)速為 300 r/min（5 Hz）時(shí)，對(duì)激振彈簧施加的離心激振力約為 600 N。減振器由 4根減振彈簧并聯(lián)而成，減振彈簧的外徑和內(nèi)徑分別為63 和43 mm，剛度為25 N/mm。發(fā)動(dòng)機(jī)激振器的空載振幅為2.5 mm，激振力為5 000 N。

1.2 激振臺(tái)架振動(dòng)特性試驗(yàn)

試驗(yàn)儀器有路面激振器、ZF5-50型激振電機(jī)、三相異步電動(dòng)機(jī)、歐瑞 F1000-G0055T3B數(shù)字變頻器、韋度（WD）電子量角器和單向激光位移測(cè)量系統(tǒng)。數(shù)字變頻器的調(diào)頻范圍為0.5～400 Hz，最大頻率分辨率為0.01 Hz。電子量角器的測(cè)量精度為0.01°。單向激光位移測(cè)量系統(tǒng)由基恩士LK-G3001控制器、基恩士LK-G150傳感器、24 V直流電穩(wěn)壓器（MS2-H50）、筆記本電腦和基恩士LK-H1W 數(shù)據(jù)分析軟件組成。位移測(cè)量系統(tǒng)的測(cè)量距離范圍為(150±40) mm，最大位移量測(cè)量范圍為±440 mm，在基恩士 LK-H1W 數(shù)據(jù)分析軟件設(shè)置采樣頻率為100 Hz，采樣保持精度為0.1um。基恩士LK-G150型單向激光位移傳感器的傳感器能夠發(fā)射和接收紅色激光測(cè)量光束，如圖2所示。為了保證單向激光位移傳感器能夠準(zhǔn)確測(cè)量切割系統(tǒng)的軸向振幅（既豎直方向的振幅），用電子量角器校對(duì)傳感器在平行于激光光束方向的基準(zhǔn)面角度，使之平行于豎直方向，同時(shí)調(diào)節(jié)刀盤(pán)傾角平行于水平面。

采用單因素試驗(yàn)測(cè)量激振臺(tái)架在混合激振工況下的激振性能，試驗(yàn)指標(biāo)為刀盤(pán)軸向振幅。由于路面激振頻率主要集中在 10 Hz以下[24]，因此試驗(yàn)設(shè)置路面激振器的輸入頻率范圍為 1～10 Hz，試驗(yàn)步長(zhǎng)為 1，共 10組試驗(yàn)，激振電機(jī)的固定激振頻率設(shè)置為22 Hz。每組試驗(yàn)重復(fù) 5次，結(jié)果取平均值，試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示。由圖3可知，路面激振頻率從1 Hz逐漸增加至6 Hz，刀盤(pán)軸向振幅從0.21 mm增大至最大值2.84 mm，之后又急劇降低至7 Hz處的2.21 mm，并維持在該值附近波動(dòng)。分析其原因可知激振臺(tái)架在6 Hz附近存在一個(gè)固有頻率，當(dāng)外部激振頻率接近其固有頻率時(shí)，刀盤(pán)軸向振幅將會(huì)顯著增大，同時(shí)也表明刀盤(pán)振幅與激振頻率并不呈正相關(guān)。

2 激振臺(tái)力學(xué)模型

切割系統(tǒng)的軸向振動(dòng)是由于受到外部力和內(nèi)部力的共同作用而產(chǎn)生的受迫運(yùn)動(dòng)。外部力主要為路面不平度激振力和砍蔗力；內(nèi)部力包括發(fā)動(dòng)機(jī)激振力和物流架內(nèi)部機(jī)構(gòu)的相互作用力。由于內(nèi)部力和外部力是客觀存在的，因此切割系統(tǒng)的振動(dòng)是不可避免的。但是，考慮到振動(dòng)能量在傳遞過(guò)程中受各機(jī)構(gòu)剛度和阻尼影響而逐漸被削弱，因此從削減振動(dòng)能量的角度出發(fā)，本文通過(guò)建立激振試驗(yàn)臺(tái)的力學(xué)模型，研究液壓油缸、激振電機(jī)和物流架的不同布局對(duì)切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)的影響。甘蔗收獲機(jī)激振試驗(yàn)臺(tái)的力學(xué)模型可以簡(jiǎn)化為彈簧-質(zhì)量系統(tǒng)[25]，如圖4所示。由于甘蔗收獲機(jī)試驗(yàn)臺(tái)是對(duì)稱的，因此該力學(xué)模型設(shè)置為試驗(yàn)臺(tái)與路面激振器的四分之一。

可通過(guò)式（1）計(jì)算車(chē)輪所受的等效激振力Fs。從圖4的力來(lái)看，由于所有的力都平行于Z軸，所以在Z軸上只有線性位移，沒(méi)有角位移。

在式（1）中，K1和B1分別為甘蔗收獲機(jī)車(chē)輪的等效剛度系數(shù)和等效阻尼系數(shù)。α為甘蔗收獲機(jī)在復(fù)雜地形工作時(shí)的車(chē)輪振動(dòng)位移函數(shù)的一階導(dǎo)數(shù)[26]。

根據(jù)牛頓第二定律，建立圖4力學(xué)模型所對(duì)應(yīng)的數(shù)學(xué)模型方程(式(2)），對(duì)3個(gè)等效質(zhì)量塊實(shí)體進(jìn)行受力分析，在質(zhì)量塊的重力作用下，選取彈簧的零變形位置作為力學(xué)模型的平衡點(diǎn)，為了簡(jiǎn)化力學(xué)模型公式，可將式（2）化為式（3）所示的5個(gè)矩陣形式。式（3）中M為力學(xué)模型的質(zhì)量矩陣，Z是位移矩陣，B為阻尼系數(shù)矩陣，K為剛度系數(shù)矩陣，F(xiàn)是外力矩陣。

有研究表明，農(nóng)用車(chē)的輪胎剛度和阻尼系數(shù)主要受輪胎充氣壓力影響[27]，因此，本研究假設(shè)車(chē)輪剛度系數(shù)K1和阻尼系數(shù)B1為常量。發(fā)動(dòng)機(jī)前后減振墊的剛度K3、K4和阻尼系數(shù)B3、B4可視為常量，車(chē)輪質(zhì)量m1和發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量m3為常量。m2、K2、B2、z1、z2、z3、Fs、Fe、F′e等參數(shù)則為變量。分析在式（2）～（3）可知，若甘蔗收獲機(jī)布局不同，將會(huì)影響整機(jī)質(zhì)量m2的分布，剛度K2與阻尼系數(shù)B2也會(huì)發(fā)生改變，在激振條件不變的情況下（即激振力Fs、Fe和F′e不變），路面激振的位移z1，車(chē)架振動(dòng)的位移z2和發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)的位移z3也隨之改變，進(jìn)而影響到切割系統(tǒng)的振動(dòng)，導(dǎo)致切割系統(tǒng)的軸向振幅發(fā)生變化。因此，本文在分析該數(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)上，通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比不同液壓油缸、發(fā)動(dòng)機(jī)和物流架等部件安裝位置的布局方案，探討收獲機(jī)布局對(duì)切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)的影響機(jī)理。

3 單因素試驗(yàn)

試驗(yàn)研究液壓油缸安裝位置、發(fā)動(dòng)機(jī)安裝位置和物流架安裝位置對(duì)刀架測(cè)點(diǎn)軸向振幅的影響，進(jìn)而得出最佳的甘蔗收獲機(jī)結(jié)構(gòu)布局。如圖5a所示，液壓油缸設(shè)置3個(gè)安裝位置，即HP1、HP2和HP3，HP1位于前輪路面激振源的正上方，HP2和HP3依次遠(yuǎn)離前輪正上方且靠近整機(jī)質(zhì)心，相鄰位置間隔約268 mm。結(jié)合圖1坐標(biāo)系，經(jīng)過(guò)實(shí)際測(cè)量可知3個(gè)安裝位置HP1、HP2和HP3的坐標(biāo)分別為 HP1（185，375，1 880），HP2（453，375，1 880），HP3（720，375，1 880）。如圖5b所示，設(shè)置5個(gè)激振電機(jī)安裝位置，位置EP1靠近整機(jī)質(zhì)心位置，EP4位于后輪激振源正上方，相鄰位置間隔約210 mm，5個(gè)位置坐標(biāo)分別為 EP1（1 030，0，1 800），EP2（1 240，0，1 800），EP3（1 450，0，1 800），EP4（1650，0，1 800），EP5（1860，0，1 800）。如圖5c所示，設(shè)置3個(gè)物流架安裝位置，位置LP1靠近整機(jī)質(zhì)心位置，LP3位于后輪激振源正上方，相鄰位置間隔約300 mm，3個(gè)安裝位置坐標(biāo)分別為 LP1（1 200，537，1 255），LP2（1 500，537，1 255），LP3（1 800，537，1 255）。路面激振器與減振器之間的距離（前后輪距）為 1 500 mm。路面激振器與車(chē)架連接點(diǎn)處的坐標(biāo)為（185，785，1 010），減振器與車(chē)架連接點(diǎn)處的坐標(biāo)為（1 685，537，1 125）。

由前期研究發(fā)現(xiàn)，路面不平度激振頻率的能量主要集中在 1～6 Hz[24]，因此，為了更好模擬路面激振，在測(cè)量刀盤(pán)軸向振幅時(shí)，路面激振的輸入頻率應(yīng)處于1～6 Hz的頻段內(nèi)。在進(jìn)行某一種單因素試驗(yàn)時(shí)，其他因素設(shè)置情況如下：路面激振器激振頻率為5 Hz，振動(dòng)電機(jī)激振頻率為25 Hz；液壓油缸安裝位置為HP2，如圖5a中的位置HP2；振動(dòng)電機(jī)安裝位置為EP2，如圖5b所示；物流架安裝位置為L(zhǎng)P2，如圖5c所示；單因素試驗(yàn)重復(fù)5次，試驗(yàn)結(jié)果取均值。

4 結(jié)果與分析

4.1 液壓油缸安裝位置對(duì)刀盤(pán)軸向振幅的影響

試驗(yàn)設(shè)置單獨(dú)路面激振器激勵(lì)（激振頻率5 Hz），單獨(dú)激振電機(jī)激勵(lì)（激振頻率25 Hz）和混合激勵(lì)（路面激勵(lì)（激振頻率5 Hz）+激振電機(jī)激勵(lì)（激振頻率25 Hz））3種激勵(lì)工況。液壓油缸的作用在于調(diào)節(jié)切割系統(tǒng)的升降和承受切割系統(tǒng)的主要載荷，因此有必要探討其安裝位置對(duì)切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)的影響。試驗(yàn)結(jié)果如圖6和圖7所示，圖6為液壓油缸在位置HP1時(shí)的刀盤(pán)動(dòng)態(tài)響應(yīng)，此次混合激勵(lì)下測(cè)量刀盤(pán)的最大軸向振幅值約為3.33 mm，最小軸向振幅約為0.35 mm。在混合激勵(lì)的試驗(yàn)條件下，液壓油缸在位置HP2和HP3時(shí)，刀盤(pán)最大軸向振幅分別約為2.48和1.41 mm，最小軸向振幅分別約為0.29和0.33 mm。

分析圖7可知，在單獨(dú)路面激勵(lì)下，隨著液壓油缸安裝位置遠(yuǎn)離前輪激振源，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)軸向振幅逐漸減小。油缸提升點(diǎn)在位置HP1時(shí)（收獲機(jī)前輪正上方位置），刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)的軸向振幅均值達(dá)到最大值2.82 mm。相反，單獨(dú)激振電機(jī)激勵(lì)下，油缸提升點(diǎn)在位置HP1時(shí)，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)的軸向振幅均值達(dá)到最小值0.10 mm?；旌霞?lì)下，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)軸向振動(dòng)情況與單獨(dú)路面激勵(lì)下的振動(dòng)情況相似，相比位置HP1的刀盤(pán)軸向振幅均值（3.52 mm），液壓油缸在位置 HP3的軸向振幅均值（1.28 mm）降低了63%。因此，可認(rèn)為 HP3（720，375，1 880）為樣機(jī)液壓油缸的最佳安裝位置?；谏鲜龇治?，為了降低甘蔗收獲機(jī)切割系統(tǒng)的軸向振動(dòng)，液壓油缸的安裝位置應(yīng)盡量遠(yuǎn)離激振源，避開(kāi)前輪正上方，應(yīng)安裝在X軸正向距離前輪535 mm附近。

4.2 發(fā)動(dòng)機(jī)安裝位置對(duì)刀盤(pán)軸向振幅的影響

試驗(yàn)使用激振電機(jī)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)，設(shè)置激振電機(jī)單獨(dú)激勵(lì)（激振頻率25 Hz）和混合激勵(lì)（路面激勵(lì)（激振頻率5 Hz）+激振電機(jī)激勵(lì)（激振頻率25 Hz））2種激勵(lì)狀態(tài)，5個(gè)安裝位置（如圖5b），試驗(yàn)結(jié)果如圖8和圖9所示。由圖8測(cè)量結(jié)果可知，在混合激勵(lì)時(shí), 激振電機(jī)在位置 EP4時(shí)的刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)的最大軸向振幅約為1.86 mm，最小軸向振幅約為0.16 mm，其他安裝位置的試驗(yàn)結(jié)果如表1所示，由表1的試驗(yàn)結(jié)果可知，在混合激勵(lì)下，相比其他 4個(gè)安裝位置，激振電機(jī)在安裝位置EP2時(shí)，刀盤(pán)的最大軸向振幅最小，約為1.02 mm；在安裝位置EP5時(shí)，刀盤(pán)最大軸向振幅最大，約為2.13 mm。

表1 激振電機(jī)安裝位置對(duì)刀盤(pán)軸向振幅的影響Table 1 Influence of actuating engine installation position on axial amplitude of cutterhead

由圖9可知，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)的軸向振幅隨著激振電機(jī)的靠后安裝而逐漸增大。在單獨(dú)激振電機(jī)的激勵(lì)下，激振電機(jī)在EP1～EP4號(hào)位時(shí)，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)軸向振幅均值逐漸增加至位置EP4處的0.38 mm，隨后降低至位置EP5處的0.20 mm。在混合激勵(lì)下，激振電機(jī)在安裝位置EP2時(shí)，刀盤(pán)軸向振幅均值達(dá)到最小值 0.92 mm，其余各測(cè)點(diǎn)EP1、EP3、EP4、EP5的振幅逐漸增大，在位置EP5處振幅均值達(dá) 1.81 mm。相比位置 EP5處的刀盤(pán)軸向振幅均值，激振電機(jī)在位置EP2的軸向振幅降低了49%。因此，可認(rèn)為EP2（1 240，0，1 800）為樣機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)的最佳安裝位置?；谏鲜龇治?，發(fā)動(dòng)機(jī)的安裝位置應(yīng)避開(kāi)后驅(qū)動(dòng)輪正上方位置（即試驗(yàn)中的EP4位置），同時(shí)應(yīng)靠近車(chē)架中部，安裝在X軸正向距離前輪1055 mm附近。

4.3 物流架安裝位置對(duì)刀盤(pán)軸向振幅的影響

試驗(yàn)設(shè)置單獨(dú)激振電機(jī)激勵(lì)（激振頻率25 Hz），單獨(dú)路面激振器激勵(lì)（激振頻率5 Hz）和混合激勵(lì)（路面激勵(lì)（激振頻率5 Hz）+激振電機(jī)激勵(lì)（激振頻率25 Hz））共 3種激振狀態(tài)。物流架主要起到承受甘蔗輸送系統(tǒng)載荷的作用，試驗(yàn)設(shè)置3種物流架的安裝位置（如圖5c），試驗(yàn)結(jié)果如圖10和圖11所示。由圖10分析可知，在混合激勵(lì)的條件下，物流架在位置LP1時(shí)的刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)的最大軸向振幅約為2.60 mm，最小軸向振幅約為0.21 mm；在位置LP2時(shí)，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)的最大軸向振幅約為1.87 mm，最小軸向振幅約為 0.26 mm；在位置 LP3時(shí)，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)的最大軸向振幅約為 1.61 mm，最小軸向振幅約為0.15 mm。

從圖11可知，隨著物流架安裝位置越靠后，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)軸向振幅越小，由前述系列試驗(yàn)結(jié)果表明，路面激勵(lì)對(duì)刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)軸向振幅影響最大。單獨(dú)路面激勵(lì)時(shí)，物流架位于安裝位置LP1時(shí)，刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)軸向振幅均值達(dá)到最大值為1.8 mm；激振電機(jī)激勵(lì)對(duì)刀盤(pán)軸向振動(dòng)影響較小，在位置LP3的最大振幅均值為0.4 mm?；旌霞?lì)作用下的刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)軸向振幅與路面激振單獨(dú)作用時(shí)的變化趨勢(shì)相近，在位置 LP1處的軸向振幅均值達(dá)到最大值2.65 mm；在位置LP3處的軸向振幅均值最?。?.51 mm），相比位置LP1處的軸向振幅降低了43%。因此，可認(rèn)為L(zhǎng)P3（1 800，537，1 255）為樣機(jī)物流架的最佳安裝位置。綜上所述，物流架應(yīng)盡量靠后安裝在X軸正向距離前輪1 615 mm附近。

5 正交試驗(yàn)

分析激振電機(jī)安裝位置的單因素試驗(yàn)結(jié)果可知，激振電機(jī)在EP2、EP4和EP5位置對(duì)刀盤(pán)軸向振幅的影響程度有顯著差異。因此，為了更準(zhǔn)確反映激振電機(jī)安裝位置對(duì)刀盤(pán)軸向振幅的影響程度，選取激振電機(jī)在EP2、EP4和EP5位置作為正交試驗(yàn)的因素水平。分別選取液壓油缸和物流架的 3個(gè)安裝位置作為正交試驗(yàn)的因素水平。如表2所示，設(shè)置3因素3水平的正交試驗(yàn)，分析在混合激振下的物流架安裝位置、激振電機(jī)安裝位置、液壓油缸安裝位置對(duì)刀盤(pán)軸向振幅影響程度的大小。試驗(yàn)共18組，每組試驗(yàn)重復(fù)3次取均值，以刀盤(pán)軸向振幅為試驗(yàn)指標(biāo)，按有重復(fù)試驗(yàn)方式進(jìn)行方差分析。試驗(yàn)方案如表2所示，正交試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表2 試驗(yàn)因素與水平Table 2 Test factors and levels

分析表3的試驗(yàn)結(jié)果可知，試驗(yàn)號(hào)11的刀盤(pán)軸向振幅達(dá)到最大值 2.45 mm，此時(shí)物流架位于 LP1號(hào)位，激振電機(jī)位于 EP4，液壓油缸位于 HP1，結(jié)合單因素試驗(yàn)結(jié)果可知，該布局方案最劣。試驗(yàn)號(hào)16的刀盤(pán)軸向振幅達(dá)到最小值1.45 mm，此時(shí)物流架位于LP3，激振電機(jī)位于EP2，液壓油缸位于HP3，結(jié)合單因素試驗(yàn)結(jié)果可知，該布局方案最佳，相比最劣的布局方案，刀盤(pán)軸向振幅降低了40.8%。

用SPSS軟件對(duì)表3的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析，顯著水平為 0.05（分析按照主體間效應(yīng)檢驗(yàn)進(jìn)行），分析結(jié)果如表3所示。由表4的結(jié)果表明：物流架安裝位置和液壓油缸安裝位置對(duì)刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)處的軸向振幅具有顯著影響（P＜0.05），激振電機(jī)安裝位置的影響不顯著（P＞0.05）。3個(gè)因素對(duì)刀盤(pán)測(cè)點(diǎn)處的軸向振幅的影響顯著程度大小依次為物流架安裝位置，液壓油缸安裝位置，激振電機(jī)安裝位置，物流架安裝位置對(duì)切割系統(tǒng)振動(dòng)影響最大，其次是液壓油缸安裝位置。分析力學(xué)模型和試驗(yàn)結(jié)果可知，不同的安裝位置使甘蔗收獲機(jī)的整體剛度與阻尼發(fā)生的變化，影響了甘蔗收獲機(jī)刀盤(pán)軸向振幅。

表3 正交試驗(yàn)方案與結(jié)果Table 3 Orthogonal test scheme and results

表4 方差分析結(jié)果Table 4 Results of variance analysis

6 驗(yàn)證試驗(yàn)

由表3可知，最優(yōu)布局為HP3、EP2和LP3，最劣布局為HP1、EP4和LP1。在最優(yōu)和最劣布局下進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)，試驗(yàn)時(shí)刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為650 r/min，刀盤(pán)傾角為15°，甘蔗輸送機(jī)構(gòu)的速度為0.6 m/s[15]；試驗(yàn)樣品為臺(tái)糖22號(hào)新鮮甘蔗，試驗(yàn)設(shè)置混合激勵(lì)工況，激振電機(jī)的激振頻率為25 Hz，路面激振頻率范圍為1～9 Hz，試驗(yàn)步長(zhǎng)為1，共9組試驗(yàn)，每組試驗(yàn)重復(fù)5次，測(cè)量單根甘蔗的切割質(zhì)量。切割質(zhì)量評(píng)定指標(biāo)分別為裂紋數(shù)、裂紋寬度和裂紋長(zhǎng)度，并采用改進(jìn)熵值法計(jì)算綜合切割質(zhì)評(píng)定值R[9]，取5次試驗(yàn)的切割質(zhì)評(píng)定值R的均值R0作為最終的切割質(zhì)量評(píng)定指標(biāo)，R0值越小表示切割質(zhì)量越好，試驗(yàn)結(jié)果如圖12所示。圖12表明，在路面激振頻率為3～9 Hz范圍內(nèi)，最佳布局方案的R0值顯著低于最劣布局方案的R0值，最佳布局方案的甘蔗切割質(zhì)量?jī)?yōu)于最劣布局方案的甘蔗切割質(zhì)量；路面激振頻率從1 Hz增大至6 Hz時(shí)，R0值隨之逐漸增大；當(dāng)激振頻率為6 Hz時(shí)（共振點(diǎn)附近），R0達(dá)到最大值，此時(shí)切割質(zhì)量最差，相比最劣布局方案（R0值為0.65），最佳布局方案（R0值為 0.54）的R0值降低了16.9 %。

7 結(jié) 論

為了研究不同結(jié)構(gòu)布局對(duì)甘蔗切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)的影響，本文建立了甘蔗收獲機(jī)激振試驗(yàn)臺(tái)和激振力學(xué)模型，并在理論分析的基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗(yàn)研究液壓油缸安裝位置，發(fā)動(dòng)機(jī)安裝位置和物流架安裝位置對(duì)切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)的影響，進(jìn)而得出最佳的結(jié)構(gòu)布局，主要結(jié)論如下：

1）由甘蔗收獲機(jī)力學(xué)模型和數(shù)學(xué)模型的分析可知，不同的結(jié)構(gòu)布局影響了其甘蔗收獲機(jī)的結(jié)構(gòu)剛度與阻尼矩陣，從而改變了切割系統(tǒng)軸向振動(dòng)情況。

2）通過(guò)方差分析發(fā)現(xiàn)3個(gè)因素對(duì)刀盤(pán)軸向振幅的影響顯著程度大小依次為物流架安裝位置，液壓油缸安裝位置，發(fā)動(dòng)機(jī)安裝位置。

3）甘蔗收獲機(jī)的最優(yōu)布局方案為物流架安裝在位置LP3（1 800，537，1 255），即在X軸正向，距離前輪正上方（坐標(biāo)為（185，785，1255），下同）1 615 mm；液壓油缸安裝在位置 HP3（720，375，1 880），即在X軸正向，距離前輪正上方535 mm；發(fā)動(dòng)機(jī)安裝在位置EP2（1 240，0，1 800），即在X軸正向，距離前輪正上方1 055 mm；相比最劣布局方案，最優(yōu)布局方案的刀盤(pán)軸向振動(dòng)幅值降低 40.8%，綜合切割質(zhì)量評(píng)定值R0降低16.9%。

結(jié)合單因素試驗(yàn)和方差分析結(jié)果可知，液壓油缸、發(fā)動(dòng)機(jī)和物流架等機(jī)構(gòu)的安裝位置應(yīng)盡可能避開(kāi)前后輪正上方位置，同時(shí)應(yīng)考慮加裝隔振或減振裝置，削弱激振能量的傳遞。