考慮人體舒適性的裝載機(jī)駕駛室懸置系統(tǒng)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究

宋勇，陸浩，李占龍，王瑤，秦園

（太原科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，山西 太原 030024）

裝載機(jī)是一種廣泛應(yīng)用于港口、碼頭、礦山、水利及國(guó)防等多個(gè)領(lǐng)域的工程機(jī)械，對(duì)于減輕勞動(dòng)強(qiáng)度、加快工程進(jìn)度及保障工程質(zhì)量具有重要意義。但其工作環(huán)境惡劣，振動(dòng)強(qiáng)度大，駕駛員易疲勞，會(huì)對(duì)施工安全和駕駛員健康造成重大隱患，因此，裝載機(jī)駕駛室減振性能和舒適性的提升顯得尤為重要［1-2］。

Tao等［3］提出了輪式裝載機(jī)多種阻尼模式的懸置，通過改變兩個(gè)高速開關(guān)電磁閥的離散狀態(tài)實(shí)現(xiàn)阻尼可調(diào)，以提高駕駛室舒適性。程正午［4］為提高工程車輛駕駛室的舒適性，建立3自由度人-座椅振動(dòng)模型并進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化。趙萌［5］采用改進(jìn)的遺傳算法對(duì)裝載機(jī)駕駛室懸置位置和剛度等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，提高了懸置系統(tǒng)的解耦率。

文獻(xiàn)［3-5］中采用的裝載機(jī)舒適性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)不盡相同，但多以駕駛室或座椅的振動(dòng)水平為評(píng)價(jià)依據(jù)，且沒有考慮人體關(guān)鍵部位的振動(dòng)情況?；谏鲜龇治?，本文考慮人體關(guān)鍵部位的舒適性，建立9自由度的人-座椅-駕駛室動(dòng)力學(xué)模型，以避開人體內(nèi)臟部位敏感頻率和提高人體舒適度為目標(biāo)，對(duì)裝載機(jī)駕駛室懸置系統(tǒng)進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化、改進(jìn)設(shè)計(jì)及實(shí)車試驗(yàn)。

1 裝載機(jī)駕駛室振動(dòng)測(cè)試與評(píng)價(jià)

1.1 振動(dòng)測(cè)試

測(cè)試工況：平坦路面行駛、不平路面行駛和V型作業(yè)。試驗(yàn)場(chǎng)地和樣機(jī)如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)場(chǎng)地與樣機(jī)Fig.1 Test site and prototype

測(cè)試裝置：加速度傳感器、數(shù)據(jù)采集終端和筆記本電腦等。加速度傳感器安裝位置如圖2所示。

圖2 加速度傳感器安裝位置Fig.2 Accelerometer installation location

測(cè)試結(jié)果：在不同工況下，駕駛室地板和座椅的時(shí)域響應(yīng)如圖3所示，駕駛室座椅的頻域響應(yīng)如圖4所示。

圖3 不同工況下駕駛室地板和座椅的時(shí)域響應(yīng)Fig.3 Time domain response of cab floor and seat under different working conditions

圖4 不同工況下座椅的頻域響應(yīng)Fig.4 Frequency domain response of seat under different working conditions

1.2 舒適性評(píng)價(jià)

依據(jù)GB/T 17245—2004標(biāo)準(zhǔn)對(duì)人體的劃分［12］及研究發(fā)現(xiàn)，人體垂向敏感頻率為4～8 Hz，主要集中在胸部?jī)?nèi)臟等部位。

由座椅垂向振動(dòng)加速度計(jì)算得其計(jì)權(quán)加速度均方根值aw見表1。由表1知，裝載機(jī)在不平路行駛和V型作業(yè)時(shí)，垂向計(jì)權(quán)加速度均方根值均大于2.5 m·s-2，人體的主觀感受為極不適，在平路行駛時(shí)垂向計(jì)權(quán)加速度均方根值為1.519 m·s-2，人體的主觀感受為很不適。

表1 座椅垂向加權(quán)加速度均方根值awTab.1 Seat vertical weighted acceleration root mean square value aw

2 人-座椅-駕駛室系統(tǒng)建模

2.1 人-座椅-駕駛室動(dòng)力學(xué)模型

本文通過Wan等［6］建立的4自由度人體模型，將裝載機(jī)人-座椅-駕駛室系統(tǒng)簡(jiǎn)化為一個(gè)4輸入9輸出的動(dòng)力學(xué)駕駛室模型如圖5所示。駕駛室模型參數(shù)由裝載機(jī)廠家提供，見表2。

圖5 人-座椅-駕駛室動(dòng)力學(xué)模型Fig.5 Human-seat-cab dynamics model

表2 駕駛室模型參數(shù)Tab.2 Cab model parameters

圖5中，zb為駕駛室地板垂向自由度；θ為駕駛室地板俯仰自由度；φ為駕駛室地板側(cè)傾自由度；z1～z6為頭部、上軀干、內(nèi)臟、下軀干、座椅坐墊、座椅垂向自由度；z7～z10右前、左前、左后、右后駕駛室懸置上方垂直自由度；m1～m6、mb為人體頭部、上軀干、內(nèi)臟、下軀干、座椅坐墊、座椅、駕駛室地板質(zhì)量；k1～k6、k24為人體頭部、上軀干、內(nèi)臟、下軀干、座椅坐墊、座椅懸置及上軀干-下軀干剛度；c1～c6、c24為人體頭部、上軀干、內(nèi)臟、下軀干、座椅坐墊、座椅懸置及上軀干-下軀干阻尼；k7～k10為駕駛室懸置剛度；c7～c10為駕駛室懸置阻尼；br為駕駛室地板質(zhì)心至左懸置距離；bf為駕駛室地板質(zhì)心至右懸置距離；lr為駕駛室地板質(zhì)心至前懸置距離；lf為駕駛室地板質(zhì)心至后懸置距離；ls為駕駛室地板質(zhì)心至座椅縱向距離；bs為駕駛室地板質(zhì)心至座椅橫向向距離；f1（t）～f4（t）為左前、左后、右后、右前駕駛室懸置下方不平度激勵(lì)。

駕駛室模型的振動(dòng)方程為

式中：M=［m1，m2，m3，m4，m5，m6，mb，Ip，Ir］；Q為外部激勵(lì)矩陣；k、c分別為駕駛室懸置系統(tǒng)的剛度矩陣和阻尼矩陣，k、c矩陣相同，其表達(dá)式為

2.2 駕駛室模型驗(yàn)證

將試驗(yàn)測(cè)得不平路面行駛工況下，駕駛室懸置下方的振動(dòng)信號(hào)作為駕駛室模型的輸入激勵(lì)。運(yùn)用Matlab對(duì)駕駛室模型進(jìn)行仿真計(jì)算，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖6、圖7所示。

圖6 駕駛室地板試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of cab floor test and simulation results

圖7 座椅試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of seat test and simulation results

由圖6、圖7可見，駕駛室地板與座椅的試驗(yàn)與仿真垂向振動(dòng)加速度信號(hào)趨勢(shì)基本一致。由表3知，駕駛室地板加速度均方根的試驗(yàn)與仿真值誤差為6.24%，座椅加速度均方根的試驗(yàn)與仿真值誤差為7.77%，誤差較小，驗(yàn)證了駕駛室模型的正確性。

表3 駕駛室地板和座椅的試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比Tab.3 Comparison of test and simulation results for cab floor and seat

3 懸置系統(tǒng)優(yōu)化與實(shí)車試驗(yàn)

3.1 駕駛室懸置參數(shù)優(yōu)化

駕駛室懸置作為整車隔振的主要部件，直接影響駕駛員的舒適性，考慮成本因素，本文僅對(duì)駕駛室懸置的剛度阻尼進(jìn)行優(yōu)化，原車駕駛室質(zhì)心、懸置安裝位置和懸置尺寸均不變。由原車數(shù)據(jù)，駕駛室懸置剛度均為875 N·mm-1，阻尼均為46.1 N·s·mm-1，由于質(zhì)心靠后（企業(yè)實(shí)測(cè)質(zhì)心至前懸距離1.25 m，至后懸距離0.63 m），4個(gè)懸置點(diǎn)剛度相同是不合理的。由于質(zhì)心至左右懸置距離相等，故可設(shè)左右懸置剛度阻尼相同，前后懸置剛度阻尼不同。

以前期試驗(yàn)測(cè)得駕駛室懸置下方的加速度信號(hào)為輸入激勵(lì)，將駕駛室懸置剛度和阻尼取值分別帶入式（1），得到人體重要部位的加速度曲線，并計(jì)算得到加權(quán)加速度均方根值，將加速度曲線進(jìn)行傅里葉變換獲得人體各部位頻率響應(yīng)主振頻位置。不同剛度和阻尼的內(nèi)臟部位加權(quán)加速度均方根值如圖8所示，主振頻位置如圖9所示。

圖8 內(nèi)臟部位加權(quán)加速度均方根值Fig.8 Root mean square value of weighted acceleration of internal organs

圖9 內(nèi)臟部位主振頻位置Fig.9 The position of the main vibration frequency of the internal organs

由圖8可知：當(dāng)駕駛室前懸置一定時(shí)，內(nèi)臟部位加權(quán)加速度均方根值隨后懸置剛度的增大而增大；當(dāng)后懸置一定時(shí)，內(nèi)臟部位加權(quán)加速度均方根值隨前懸置剛度的增大而增大，即人體舒適性與懸置剛度呈負(fù)相關(guān)。前懸置取700～800 N·mm、后懸取700～850 N·mm時(shí)，aw＜0.315 m·s-2，為“無不適感覺”區(qū)域。由圖9可知，在前懸置為700 N·mm、后懸置為800 N·mm時(shí)，內(nèi)臟部位主振頻取得最小值為3.75 Hz，避開了內(nèi)臟部位敏感的4～6 Hz。綜上所述，前懸置為700 N·mm、后懸置為800 N·mm時(shí)，人體內(nèi)臟部位主振頻避開了敏感的4～6 Hz，同時(shí)aw＜0.315 m·s-2。

在駕駛室前懸置剛度等于700 N·mm、阻尼等于39.3 N·s·mm-1、后懸置剛度等于800 N·mm、阻尼等于59.2 N·s·mm-1時(shí)，分別在不平路面行駛、V型作業(yè)、平路行駛工況下進(jìn)行仿真分析，結(jié)果見表4。

由表4可知，在3種試驗(yàn)工況下，優(yōu)化后駕駛室地板加速度均方根值較優(yōu)化前分別減小38.7%、35.5%和27.9%，內(nèi)臟加速度均方根值分別減小40.2%、37.5%和24.1%，參數(shù)優(yōu)化結(jié)果合理可行。

表4 優(yōu)化前后加速度均方根值結(jié)果Tab.4 Root mean square acceleration results before and after optimization

3.2 實(shí)車試驗(yàn)

為了驗(yàn)證優(yōu)化方法的有效性和仿真結(jié)果的正確性，根據(jù)優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果在橡膠懸置廠家定制駕駛室前懸置和后懸置各兩副，如圖10所示，對(duì)優(yōu)化后裝載機(jī)駕駛室懸置開展實(shí)車測(cè)試，試樣機(jī)、試場(chǎng)地、駕駛員和傳感器安裝位置同優(yōu)化前試驗(yàn)測(cè)試相同。試驗(yàn)結(jié)果如圖10和表5所示。

圖10 優(yōu)化后駕駛室橡膠懸置實(shí)物Fig.10 Optimized rear cab rubber mount

表5 優(yōu)化后試驗(yàn)座椅垂向計(jì)權(quán)加速度均方根值aw Tab.5 Root mean square value aw of vertical weighted acceleration of test seat after optimization

由圖11和表5可知：3種試驗(yàn)工況下，人體主觀感覺在平路行駛時(shí)無不適感覺，在不平路行駛和V型作業(yè)工況時(shí)僅稍有不適；座椅位置主振頻在1.51～3.71 Hz，避開了人體敏感的4～8 Hz。結(jié)果表明，駕駛室懸置參數(shù)優(yōu)化結(jié)果正確合理，該裝載機(jī)駕駛舒適性得到有效改善。

圖11 3種試驗(yàn)工況下內(nèi)臟部位頻域響應(yīng)Fig.11 Frequency domain response of visceral parts under three test conditions

4 結(jié)論

為研究裝載機(jī)駕駛室垂向振動(dòng)特性和提高駕駛員舒適性，本文以某裝載機(jī)為研究對(duì)象，開展了考慮人體舒適性的駕駛室懸置系統(tǒng)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究，得到以下結(jié)論：①原裝載機(jī)駕駛室座椅振動(dòng)主振頻在人體敏感頻率范圍內(nèi)，對(duì)人體健康危害大；加權(quán)加速度均方根值aw均大于1.25 m·s-2，人體主觀感覺很不舒適。②試驗(yàn)測(cè)得駕駛室地板和座椅加速度與駕駛室模型輸出加速度誤差較小，驗(yàn)證了所建駕駛室模型的正確性和可行性。③懸置系統(tǒng)優(yōu)化后內(nèi)臟部位主振頻避開了人體內(nèi)臟部位敏感頻率，駕駛舒適性明顯改善，驗(yàn)證了本文研究思路的正確性和方法的有效性。④懸置系統(tǒng)優(yōu)化后，在不平路行駛和V型作業(yè)工況下，人體主觀感覺還稍有不適，駕駛舒適性還有進(jìn)一步提升空間。