考慮藥罐液體晃動的高地隙噴霧機底盤懸架優(yōu)化設(shè)計

路力權(quán) ，張軍昌 ，陳 軍 ，陳 雨 ，胡宸瑋 ，曹佳宇

（西北農(nóng)林科技大學(xué)機械與電子工程學(xué)院，楊凌 712100）

0 引 言

高地隙自走式噴霧機具有高效、環(huán)保等優(yōu)勢，被廣泛應(yīng)用于農(nóng)作物噴藥與施肥作業(yè)[1-3]。隨著噴霧機作業(yè)速度的提高，離地間隙以及藥罐容量的增大，使其必須配備減振效果更佳的懸架系統(tǒng)。目前，主要通過懸架系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)改進以及主動控制來提升其減振性能。結(jié)構(gòu)改進方面，陳雨[4]設(shè)計了一種帶附加氣室獨立式立軸空氣懸架，李中祥等[5]提出了一種氣液組合懸架系統(tǒng)；主動控制方面，多采用模糊PID控制方法[6-8]，武秀恒等[9]提出了有限頻域主動懸架減振策略，張鵬等[10]提出了直接橫擺力矩控制策略。

基于尋優(yōu)算法的懸架系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化[11-13]是實現(xiàn)懸架主動控制[14-15]的重要前提，而針對高地隙自走式噴霧機懸架開展的研究較少，王麒淦等[16]以噴霧機行駛平順性為目標，匹配出了最優(yōu)的懸架參數(shù)。同時，噴霧機運行工況復(fù)雜，轉(zhuǎn)場運輸時，較快的行駛速度要求噴霧機懸架能夠充分耗散地面?zhèn)鬟f至車身的振動能量，保證舒適平順；噴藥作業(yè)時，需兼顧地面友好性，即不能產(chǎn)生過大的輪胎動載荷，造成土壤的壓實與破壞。噴霧機作業(yè)時，在復(fù)雜路面激勵下藥罐內(nèi)藥液的晃動沖擊作用導(dǎo)致整車側(cè)傾、俯仰運動加劇，噴藥過程中充液條件的變化導(dǎo)致的整車簧載質(zhì)量以及質(zhì)心高度的改變[17]，使得懸架系統(tǒng)難以在其最佳匹配參數(shù)條件下工作，極大的影響了整機行駛平順性與施藥效果。而藥罐內(nèi)液體晃動呈現(xiàn)較強非線性，通過控制方程進行線性化描述時，自由液面難以得知[18]。液體晃動作用于噴霧機罐體內(nèi)壁的力及力矩，雖可通過Galerkin原理離散化求解，但仍舊存在一定誤差[19]。目前多采用等效模型法來分析充液系統(tǒng)動力學(xué)問題[20-26]。然而，圍繞高地隙噴霧機開展的整機動力學(xué)及懸架系統(tǒng)的研究大多忽略了液體因素的影響，導(dǎo)致分析結(jié)果出現(xiàn)較大誤差。

本研究采用等效力學(xué)模型法研究罐內(nèi)液體晃動力學(xué)特性，在考慮罐內(nèi)液體因素的前提下，建立噴霧機垂向動力學(xué)模型，并對懸架系統(tǒng)進行優(yōu)化，獲取噴霧機不同充液條件及作業(yè)工況下的懸架最優(yōu)剛度、阻尼組合參數(shù)。最后利用課題組研發(fā)的小型噴霧機進行整車試驗，驗證懸架參數(shù)優(yōu)化效果。擬為噴霧機懸架系統(tǒng)進一步優(yōu)化與控制提供實施手段與理論基礎(chǔ)，提高整機行駛平順性及作業(yè)質(zhì)量。

1 噴霧機垂向動力學(xué)模型

1.1 液體晃動等效模型建立

高地隙噴霧機罐內(nèi)藥液在路面激勵作用下受迫晃動沖擊藥罐壁面，產(chǎn)生變化的動態(tài)負載，致使作用于車身的傾覆力矩增加，極大地降低了整機穩(wěn)定性。因此，在建立噴霧機整機動力學(xué)模型時考慮罐內(nèi)液體因素十分必要。本文采用等效力學(xué)模型法，構(gòu)建“彈簧-質(zhì)量-阻尼”力學(xué)系統(tǒng)來描述罐內(nèi)液體往復(fù)沖擊的非線性運動。如圖1a所示，建立罐內(nèi)液體晃動坐標系。取藥罐底面中心為坐標原點O，x為噴霧機前進方向，z為垂直方向。根據(jù)連續(xù)性方程與不可滲透條件[27]，罐內(nèi)液體晃動滿足式(1)。

圖1 罐內(nèi)液體晃動模型建立Fig.1 Modeling of liquid swaying in the tank

式中Φ(x,y,z,t)為勢函數(shù)；h(x,y,t)為波高函數(shù)；Ω為罐體內(nèi)流體域；τ為液體自由液面；υ為罐壁濕表面。

建立罐內(nèi)液體橫向晃動等效力學(xué)模型如圖1b所示，模型由固定質(zhì)量塊，移動質(zhì)量塊，阻尼及剛度彈簧構(gòu)成。設(shè)罐體受到沿y軸的激勵為(t)時，mc1偏離平衡位置的位移為xc1，則一階等效質(zhì)量塊運動微分方程可表示為

根據(jù)系統(tǒng)動力學(xué)理論[28]，等效模型在水平方向上產(chǎn)生的力Fe與力矩Mce如式（3）和（4）所示。

式中ω1為罐內(nèi)液體一階晃動自然頻率，Hz。

根據(jù)力學(xué)相似原則，罐內(nèi)實際液體沖擊產(chǎn)生的力和力矩與等效模型產(chǎn)生的力和力矩相等，可求得橫向晃動等效模型各參數(shù)。同時，罐內(nèi)液體的橫向與縱向晃動分別對整車行駛的側(cè)傾與俯仰運動產(chǎn)生了影響，因此，依據(jù)橫向等效模型，同理建立縱向液體晃動彈簧-質(zhì)量-阻尼等效力學(xué)模型，根據(jù)等效準則與相似原理，求得液體縱向晃動等效模型各參數(shù)。根據(jù)本團隊初步研發(fā)的噴霧機搭載的液罐長為1 m，底面直徑為0.6 m，求解得到各充液比下橫向、縱向等效模型參數(shù)值如表1所示。

表1 等效模型各參數(shù)Table 1 Parameters of Horizontal Equivalent Model

1.2 整機垂向動力學(xué)模型建立

融合液體晃動等效力學(xué)模型，建立噴霧機整車7自由度垂向動力學(xué)模型。由于噴霧機車身結(jié)構(gòu)特殊，運行工況復(fù)雜，故作出如下假設(shè)[3]：1）液罐與車身之間無緩沖機構(gòu)，視為剛性連接；2）車身側(cè)傾、俯仰運動中心與液罐底部中心重合，且罐內(nèi)液體晃動時以傾覆力與力矩的形式作用于車身之上；3）將噴桿質(zhì)量視作簧載質(zhì)量的一部分，忽略其晃動作用的影響。

以“地面-輪胎-懸架-車身-罐體”構(gòu)成的系統(tǒng)為對象，構(gòu)建如圖2所示模型。

圖2 整機模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of whole machine model

當(dāng)車身俯仰角θ與側(cè)傾角φ較小時，車身FL、FR、RR、RL簧載質(zhì)量的垂向位移可近似表達為如式（5）～（8）所示。

綜合液體晃動等效力學(xué)模型，并結(jié)合牛頓第二定律，得到車身質(zhì)心處的垂向振動、車身俯仰運動、車身側(cè)傾運動及非簧載質(zhì)量的垂向振動微分方程為分別如式（9）～（12）所示。

式（10）~（12）中，Mf、Mc分別為液體縱向、橫向晃動力矩，N·m

2 噴霧機懸架參數(shù)優(yōu)化

2.1 Simulink仿真模型建立

基于罐內(nèi)液體晃動等效力學(xué)模型與噴霧機整車動力學(xué)模型，在Matalb/Simulink中搭建仿真優(yōu)化平臺。建立的仿真平臺以四輪隨機路面激勵作為輸入信號，以四輪動載荷、車身垂向加速度、側(cè)傾角速度、俯仰角速度為輸出信號。整機基本參數(shù)根據(jù)團隊研發(fā)的噴霧機實測如表2所示，其中車身轉(zhuǎn)動慣量根據(jù)所繪制噴霧機Solidwork三維模型質(zhì)量屬性分析模塊計算獲得。

表2 噴霧機基本參數(shù)Table 2 Basic parameters of sprayer

2.2 優(yōu)化方法與目標

噴霧機車身質(zhì)心較高，在行駛過程中路面激勵復(fù)雜，且罐內(nèi)液體受迫晃動產(chǎn)生的沖擊作用，都對其運行平穩(wěn)性與舒適性產(chǎn)生了較大影響。因此，在改進車身結(jié)構(gòu)的同時，獲得并采用最佳的懸架參數(shù)組合也是提高噴霧機行駛穩(wěn)定性與舒適性的重要方法。本研究采用遺傳算法（Genetic Algotithm）對前后懸架剛度、阻尼參數(shù)，即對K=[cs1,ks1,cs2,ks2]4個變量參數(shù)進行優(yōu)化[29]。運用Matlab/Optimization中的GA工具進行算法求解，通過Sim函數(shù)實現(xiàn)對Simulink動力學(xué)仿真模型的運行及仿真結(jié)果的調(diào)用。優(yōu)化步驟如圖3所示。

圖3 遺傳算法優(yōu)化步驟Fig.3 Genetic algorithm optimization steps

噴霧機的運行工況可分為轉(zhuǎn)場運輸與噴藥作業(yè)兩種。在轉(zhuǎn)場運輸過程中，行駛路面大多為非田間路面，其行駛速度相較于噴藥作業(yè)更高。因此，在此運行工況下，需將提高車輛行駛平順性，減緩車身俯仰與側(cè)傾運動作為優(yōu)化的主要目標。而噴霧機在進行噴藥作業(yè)時，行駛路面為田間路面。此時，來自路面的外部激勵更加強烈，提高噴霧機的行駛穩(wěn)定性以保證施藥效果的同時，應(yīng)通過對懸架參數(shù)的優(yōu)化，降低動態(tài)載荷以減緩輪胎對土壤的壓實作用，保護土壤不被破壞。此外，噴霧機噴藥作業(yè)時，隨著藥罐內(nèi)藥液質(zhì)量的減小，導(dǎo)致作用力矩減小，車身質(zhì)心降低，此時前后懸架的最佳參數(shù)也應(yīng)發(fā)生變化，而這一變化是非線性的，難以推導(dǎo)出藥液質(zhì)量與懸架參數(shù)之間的實時變化關(guān)系。基于此，本文采用離散方法，即以10%為變化步長，分別得到充液條件為10%～90%時的懸架最優(yōu)參數(shù)矩陣，以保證在不同充液條件下的整車行駛處于最佳狀態(tài)。

2.3 優(yōu)化參數(shù)設(shè)置

2.3.1 目標函數(shù)

針對兩種噴霧機運行工況，分別建立優(yōu)化目標函數(shù)。當(dāng)噴霧機進行轉(zhuǎn)場運輸時，在滿足輪胎載荷的基本要求下，應(yīng)通過減小垂向加速度、側(cè)傾加速度、俯仰角速度以提高整機平順性。同時，滿足歸一性與非負性的前提下根據(jù)層次分析法分別賦予以上3個變量權(quán)重系數(shù)，構(gòu)建目標函數(shù)如式(13)所示。

式中w1、w2、w3分別為垂向加速度、俯仰角速度及側(cè)傾角速度的權(quán)重系數(shù)；為垂向加速度初始參數(shù)下的輸出結(jié)果，m·s2；、分別為俯仰角速度與側(cè)傾角速度初始參數(shù)下的輸出結(jié)果，rad·s; rms表示各個輸出結(jié)果的均方根。

當(dāng)噴霧機進行噴藥作業(yè)時，在提升整機行駛平順性的同時應(yīng)降低輪胎載荷以減少對土壤的破壞[30]。構(gòu)建目標函數(shù)如式(14)所示。

式中w4、w5、w6、w7分別為垂向加速度、俯仰角速度、側(cè)傾角速度及車輪動載荷的權(quán)重系數(shù)；F為優(yōu)化條件下的輪胎動載荷輸出結(jié)果，N；Finitial為初始參數(shù)下的輪胎動載荷輸出結(jié)果，N。

式(13)、(14)中的權(quán)重系數(shù)滿足歸一性與非負性的前提下根據(jù)層次分析法[31]，即噴霧機轉(zhuǎn)場運輸工況下優(yōu)化目標為提高車輛行駛平順性，而平順性評價指標中則以車身垂向加速度為主，因此，賦予車身垂向加速度更大權(quán)重。噴霧機噴藥作業(yè)時則考慮平順性的同時以提高道路友好性為主，因此賦予輪胎動載荷更大權(quán)重。據(jù)此，令w1=0.4，w2=w3=0.3，w4=w5=w6=0.2，w7=0.4。

2.3.2 約束條件

噴霧機前、后偏頻是影響整車行駛平順性的主要原因之一。根據(jù)懸架設(shè)計要求，后懸架偏頻一般大于前懸架偏頻。同時，根據(jù)車輛類型的不同，懸架偏頻的選取亦不同，其規(guī)律滿足轎車、客車及貨車的偏頻選取依次增大，其一般滿足0.9～2.2 Hz[32]。根據(jù)噴霧機自走式的運行方式，結(jié)構(gòu)特殊及運行工況復(fù)雜的特點，比對其他類型車輛，選擇前、后懸架的偏頻fn1、fn2的范圍分別滿足式(15)與式(16)。

式中kf、kr為前、后懸架剛度，N/m。

根據(jù)車輛懸架系統(tǒng)小阻尼設(shè)計要求，前后懸架阻尼比ξf、ξr應(yīng)滿足

式中cf、cr為前、后懸架阻尼，N·m/s；m為車身簧載質(zhì)量，kg。

根據(jù)式(15)～(18)可得到前、后懸架不同充液條件下的剛度與阻尼范圍，取其中間值為優(yōu)化初始值。

噴霧機進行噴藥作業(yè)時，由于考慮對土壤的保護，車輪動載荷[33]將作為優(yōu)化的主要目標之一表現(xiàn)在目標函數(shù)中。而轉(zhuǎn)場運輸時為保證噴霧機行駛的安全性，防止車輪失去附著力，滿足車輪跳離地面概率小于0.15%的要求，車輪動載荷σFd與整車重力G的關(guān)系應(yīng)滿足

2.4 優(yōu)化結(jié)果及分析

根據(jù)噴霧機噴藥作業(yè)與轉(zhuǎn)場運輸?shù)倪\行工況，設(shè)置算法仿真優(yōu)化的初始激勵條件分別車速10 km/h的E級隨機路面和D級隨機路面。選擇遺傳算法初始種群規(guī)模指數(shù)為40，交叉概率為0.8，變異概率為0.05，最大執(zhí)行代數(shù)100代，優(yōu)化結(jié)果如圖4所示。以最優(yōu)參數(shù)進行Simulink仿真試驗，計算各輸出結(jié)果的均方根值如表3所示。

表3 轉(zhuǎn)場運輸、噴藥作業(yè)懸架參數(shù)優(yōu)化及平順性輸出結(jié)果Table 3 Output results of suspension parameter optimization and smoothness for transit transportation and spraying operations

圖4 懸架參數(shù)優(yōu)化結(jié)果Fig.4 Optimization results of suspension parameter

由圖4優(yōu)化結(jié)果可以看出前、后懸架的最優(yōu)參數(shù)與仿真設(shè)置的初始值存在明顯差異。其中，懸架的剛度參數(shù)較初始值大幅減小，而懸架阻尼參數(shù)則相對初始值略微增大。同時，懸架的最佳剛度、阻尼值都隨著充液比的增大以及車身質(zhì)量的增大而增加。其次，前后懸架的最優(yōu)參數(shù)存在差異，且后懸架剛度始終大于前懸架。這一結(jié)果符合懸架設(shè)計過程中后懸架剛度通常大于前懸架剛度的設(shè)計要求。此外，由于噴霧機噴藥作業(yè)與轉(zhuǎn)場運輸優(yōu)化時所建立的目標函數(shù)不同，對比噴霧機兩種工況下的優(yōu)化結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，兩者阻尼參數(shù)存在較大差異，其中前懸架轉(zhuǎn)場運輸時的最優(yōu)值總是大于噴藥作業(yè)時的最優(yōu)值，而后懸架的兩者最優(yōu)值則呈現(xiàn)與前懸架相反的規(guī)律趨勢，而兩種工況下的前后懸架剛度最優(yōu)值則基本一致。

由表3可以看出，以懸架最優(yōu)參數(shù)進行Simulink模型仿真時，其輸出量車身垂向加速度、俯仰角速度、側(cè)傾角速度以及車輪動載荷的均方根值均發(fā)生了不同程度的降低。此結(jié)果表明，在滿足懸架設(shè)計的基本范圍內(nèi)適當(dāng)減小懸架的剛度值，增加懸架的阻尼值，且滿足一定的前后懸架參數(shù)關(guān)系的條件下，能夠提高整車行駛的平順性，降低車輪動載荷，減小噴霧機作業(yè)時對農(nóng)田土壤的破壞。

以充液比為50%時為例，Simulink各輸出量時域?qū)Ρ冉Y(jié)果如圖5、圖6所示。

圖5 噴霧機噴藥作業(yè)優(yōu)化結(jié)果對比Fig.5 Optimization results comparison of sprayer spraying operation

圖6 噴霧機轉(zhuǎn)場運輸優(yōu)化結(jié)果對比Fig.6 Comparison of optimization results of sprayer transition transportation

分析圖5、6可知，優(yōu)化之后的各參數(shù)時域結(jié)果與初始狀態(tài)下的輸出結(jié)果在響應(yīng)頻率上基本保持一致，而響應(yīng)幅值發(fā)生了顯著降低。此結(jié)果說明了通過優(yōu)化懸架參數(shù)而提高噴霧機行駛平順性以及降級輪胎載荷、土壤破壞的有效性。

針對噴霧機轉(zhuǎn)場運輸與噴藥作業(yè)時，對不同作業(yè)指標的優(yōu)化百分比如圖7所示。由圖7可以看出，車身垂向加速度、側(cè)傾角速度、俯仰角速度及車輪動載荷最大可降低27.5%、16.4%、25.8%以及17.6%。同時，不同充液條件下的優(yōu)化效果存在一定差異。分析對比可知，車身垂向加速度與俯仰角速度隨著充液比的增大，其降低量逐漸減小，而車輪動載荷、側(cè)傾角速度的最佳優(yōu)化效果分別出現(xiàn)在充液比為50%和60%時。此外，噴霧機兩種運行工況下的優(yōu)化效果也不同，對比轉(zhuǎn)場運輸工況，噴藥作業(yè)時車輪動載荷的減小量更大，而其他三組變量的優(yōu)化結(jié)果則多為轉(zhuǎn)場時的效果更佳。這一結(jié)果符合本文在優(yōu)化之初所建立的優(yōu)化目標，對于噴霧機轉(zhuǎn)場運輸?shù)膬?yōu)化著重于提高整車平順性，而對噴藥作業(yè)，在兼顧平順性的同時應(yīng)當(dāng)降級其車輪動載荷以減少整機對土壤的破壞。

圖7 各充液條件下的優(yōu)化效果對比Fig.7 Comparison of optimization effects under various liquidfilled conditions

3 整機試驗

3.1 試驗?zāi)康呐c方法

利用課題組研發(fā)的小型噴霧機平臺進行整車試驗，以驗證懸架參數(shù)多目標優(yōu)化的有效性。試驗采用加速度傳感器、角度傳感器等測量裝置，選取典型工況進行。將懸架優(yōu)化前后參數(shù)條件下測得的車身加速度、各懸架簧載/非簧載質(zhì)量加速度、車身俯仰/側(cè)傾角速度等整機平順性響應(yīng)結(jié)果，進行對比分析。試驗時間為2023年2月，試驗地點為陜西省咸陽市熠澤智能農(nóng)業(yè)科技發(fā)展有限公司小麥試驗田。結(jié)合試驗?zāi)康募皯壹軆?yōu)化仿真試驗條件，設(shè)置兩組變量為噴霧機作業(yè)路面條件和底盤懸架參數(shù)，進行4次重復(fù)試驗，如表4所示。

表4 試驗分組與條件Table 4 Experimental grouping and conditions

為測得噴霧機簧載/非簧載質(zhì)量垂向加速度，將多個PCB356A15型加速度傳感器固定于車輪與轉(zhuǎn)向軸固定平臺處以及懸架頂端與車架連接平臺處。同時，固定于車架上的加速度傳感器也可測得噴霧機車身垂向加速度。為測得車身俯仰/側(cè)傾角速度，將BWT901CL型角速度傳感器固定于整機質(zhì)心處（圖8）。

圖8 噴霧機試驗平臺與傳感器安裝Fig.8 Sprayer test platform and sensor installation

3.2 試驗結(jié)果及分析

根據(jù)噴霧機運行與負載能力，選擇在充液比為30%，車速為8 km/h的條件下進行。試驗過程中噴霧機需經(jīng)歷起步加速、穩(wěn)定行駛以及減速停止3個階段，為提高試驗準確性，截取穩(wěn)定行駛階段的60 s數(shù)據(jù)結(jié)果進行分析。其中，加速度傳感器采樣頻率為1 kHz，傾角傳感器采樣頻率為20 Hz，而本研究涉及藥液晃動的懸架振動主要為低頻振動，因此對加速度傳感器采樣信號進行截止頻率為20 Hz的低通濾波處理，以試驗1非簧載質(zhì)量加速度采樣為例，處理結(jié)果如圖9所示。

圖9 20 Hz低通濾波結(jié)果示意圖Fig.9 Schematic diagram of 20 Hz low-pass filtering results

由圖9a可知，加速度傳感器采樣結(jié)果頻率構(gòu)成復(fù)雜，高頻信號成分較多，對實際結(jié)果影響較大，而由圖9b可知，經(jīng)過濾波處理，采樣結(jié)果幅值顯著減小，這一結(jié)果說明了濾波處理的必要性。據(jù)此，對各試驗組加速度傳感器采樣結(jié)果分別進行濾波處理。

對各試驗組簧載/非簧載質(zhì)量加速度響應(yīng)結(jié)果進行濾波處理，統(tǒng)計獲得均方根值，如表5所示。由表5可知，簧載質(zhì)量垂向加速度值遠小于非簧載質(zhì)量加速度，說明了懸架減振效果良好。試驗3、4的測量結(jié)果均方根值均大于1、2組測量值，前兩組試驗條件為非田間路面而后兩組為田間路面，因此，這一結(jié)果符合田間路面振動響應(yīng)數(shù)值更大的實際情況，具有合理性。試驗2、4的減少量均大于試驗1、3的減小量，由于2、4是將懸架調(diào)節(jié)為最優(yōu)參數(shù)下的試驗結(jié)果，因此，調(diào)整后的懸架具備更好的減振效果則進一步說明了懸架優(yōu)化的有效性。

表5 各試驗組加速度均方根值Table 5 Root mean square (RMS) values of acceleration for each test group

噴霧機車身垂向加速度響應(yīng)對比結(jié)果如圖10所示。分析圖10可知，調(diào)整懸架為最優(yōu)參數(shù)的試驗2、4的車身垂向加速度小于懸架為初始參數(shù)的試驗1、3，在兩種車輪運行路面下，懸架參數(shù)的調(diào)整分別使其車身垂向加速度降低了15.58%與18.72%。其中，田間試驗結(jié)果降低量均在20%以下，小于圖7仿真試驗結(jié)果。這是由于在仿真試驗中對整車建模進行了一定簡化，忽略了噴桿晃動、電機轉(zhuǎn)動、結(jié)構(gòu)件振動等對整車產(chǎn)生影響。此外，對比試驗結(jié)果與仿真結(jié)果可知，該試驗所測得的數(shù)據(jù)與懸架參數(shù)優(yōu)化仿真試驗所得結(jié)果較為接近，這一現(xiàn)象說明了本試驗的合理性與準確性。

圖10 噴霧機車身垂向加速度響應(yīng)結(jié)果Fig.10 Response results of vertical acceleration of sprayer body

車身側(cè)傾角速度、俯仰角速度是評價車輛行駛平順性的重要指標，截取試驗20～30 s響應(yīng)對比結(jié)果如圖11所示。

圖11 噴霧機車身側(cè)傾角速度響應(yīng)結(jié)果Fig.11 Roll angle speed response results of sprayer body

由圖11可以看出，懸架調(diào)整為最優(yōu)參數(shù)后的車身側(cè)傾/俯仰角速度試驗結(jié)果均小于初始參數(shù)下的測量值，這一結(jié)果可進一步說明懸架參數(shù)優(yōu)化的有效性。分析圖中數(shù)據(jù)可得，懸架參數(shù)的優(yōu)化對于車身側(cè)傾/俯仰角速度的降低均在10%以上，說明懸架優(yōu)化效果良好。分析對比圖中各曲線，車身側(cè)傾角速度的結(jié)果均小于俯仰角速度，造成這一結(jié)果的原因是所設(shè)計加工的小型噴霧機前后軸距略大于左右輪距，因此產(chǎn)生了車身的俯仰運動相較于側(cè)傾運動更為劇烈的現(xiàn)象。此外，對比試驗結(jié)果與仿真結(jié)果可知，試驗所得的車身運動響應(yīng)結(jié)果略大于仿真結(jié)果，這是由于仿真試驗中對整車的建模進行了一定的簡化，忽略了噴桿等作用，而在實際試驗中噴桿的振動也會影響整車的運動，改變整車的質(zhì)心位置，從而使得車身側(cè)傾/俯仰角速度增大，這一結(jié)果符合實際情況。

4 結(jié) 論

本研究在考慮藥罐內(nèi)液體晃動作用的基礎(chǔ)上，運用遺傳算法與Matlab/Simulink動力學(xué)仿真對噴霧機不同作業(yè)工況與不同充液條件下的底盤懸架參數(shù)進行了優(yōu)化。在此基礎(chǔ)上利用課題組研發(fā)的小型高地隙噴霧機對仿真優(yōu)化結(jié)果進行整車試驗驗證。主要結(jié)論如下：

1）構(gòu)建罐內(nèi)液體晃動等效力學(xué)模型，并依據(jù)力學(xué)相似原則求解模型參數(shù)。融合所建等效模型，建立考慮液體晃動因素的底盤7自由度非線性垂向動力學(xué)模型，為實現(xiàn)懸架系統(tǒng)參數(shù)多目標優(yōu)化算法運行提供理論模型基礎(chǔ)；

2）仿真優(yōu)化結(jié)果表明，懸架的剛度參數(shù)較初始值大幅減小，而懸架阻尼參數(shù)則相對初始值略微增大，最佳剛度、阻尼值都隨著藥罐充液比的增大而增加。同時，最優(yōu)參數(shù)下的整車車身垂向加速度、側(cè)傾角速度、俯仰角速度及車輪動載荷分別降低27.5%、16.4%、25.8%以及17.6%；

3）整車試驗結(jié)果表明，由于懸架的減振作用，噴霧機簧載質(zhì)量垂向加速度值遠小于非簧載質(zhì)量加速度。同時，調(diào)整懸架為最優(yōu)參數(shù)時，兩種路面條件下，車身垂向加速度分別降低了15.58%與18.72%，車身側(cè)傾及俯仰角速度均降低10%以上。