張校康 溫浩軍 陳金成 張 惠 紀(jì) 超*

(1.石河子大學(xué) 機(jī)械電氣工程學(xué)院，新疆 石河子 832000； 2.新疆農(nóng)墾科學(xué)院機(jī)械裝備研究所，新疆 石河子 832000； 3.農(nóng)業(yè)農(nóng)村部西北農(nóng)業(yè)裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，新疆 石河子 832000)

精準(zhǔn)施藥技術(shù)可顯著提高植保效能，已廣泛應(yīng)用于精準(zhǔn)農(nóng)業(yè)領(lǐng)域[1-4]。以對(duì)靶施藥為代表的間歇式精準(zhǔn)噴施技術(shù)相較傳統(tǒng)連續(xù)噴施方式能夠有效降低農(nóng)藥施用量，降低農(nóng)田環(huán)境污染，具有重要的應(yīng)用價(jià)值并成為研究熱點(diǎn)[5-8]。

噴施系統(tǒng)作業(yè)過(guò)程中，常因隔膜泵周期性壓力脈動(dòng)、電機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)和電磁閥快速啟閉液壓沖擊等，使噴霧壓力產(chǎn)生較大波動(dòng)，造成霧量分布不均[9-14]，魏新華等[15]研究表明采用噴霧壓力穩(wěn)定控制方法能夠有效降低隔膜泵流量波動(dòng)帶來(lái)的不利影響，提高噴施效果。噴施系統(tǒng)具有多能域相互耦合特征，勢(shì)必會(huì)提高試驗(yàn)研究消耗，同時(shí)增加系統(tǒng)變量因果關(guān)系分析難度。為精簡(jiǎn)建模過(guò)程，降低研究復(fù)雜度，鍵合圖理論提供了一種良好的解決方案[16-17]。黃林等[18]利用鍵合圖理論建立柴油機(jī)鍵合圖模型，以柴油機(jī)燃油消耗率為優(yōu)化目標(biāo)，獲取了壓縮比和供油提前角的最優(yōu)參數(shù)；唐德威等[19]將鍵合圖理論應(yīng)用于差速機(jī)構(gòu)的差動(dòng)特性研究中，獲得了差速機(jī)構(gòu)在不同工況下的輸出特性。由上可知，鍵合圖是一種基于能量守恒和信號(hào)因果關(guān)系，將多種能量形式并存的系統(tǒng)規(guī)范統(tǒng)一化的建模方法。精準(zhǔn)間歇噴施系統(tǒng)為機(jī)、液、氣多能量場(chǎng)耦合，采用鍵合圖理論可將各能量場(chǎng)歸一化，建立間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)的精確數(shù)學(xué)模型。

本研究將利用鍵合圖理論技術(shù)優(yōu)勢(shì)，以間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)為研究對(duì)象，建立系統(tǒng)狀態(tài)空間方程，并進(jìn)行仿真研究；以實(shí)際噴霧壓力為研究目標(biāo)，搭建間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)，試驗(yàn)研究在不同系統(tǒng)設(shè)定壓力情況下，間歇式精準(zhǔn)變量噴施系統(tǒng)模型的準(zhǔn)確性及其噴霧壓力動(dòng)態(tài)特性。

1 精準(zhǔn)間歇式噴施系統(tǒng)的組成與工作原理

間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)主要由藥箱、電動(dòng)隔膜泵、減壓閥、高速電磁閥、溢流閥、壓力傳感器、流量計(jì)、蓄能器、噴頭等組成(圖1)。隔膜泵選用意大利COMET公司MP20型雙膜片式隔膜泵，工作壓力可達(dá)3 MPa，排量18 L/min；減壓閥選用上海沃薩電磁閥有限公司Y1315H型直動(dòng)式減壓閥，工作壓力為0.1～1 MPa；溢流閥采用上海沃薩電磁閥有限公司Y25 型直動(dòng)式溢流閥，工作壓力為0.2～1.2 MPa；高速電磁閥選用德國(guó)Burkert公司6013A型直動(dòng)式電磁開(kāi)關(guān)閥，工作壓力為0～1.2 MPa；壓力傳感器選用威斯特上海傳感技術(shù)公司ESP1016 壓阻式壓力傳感器, 工作壓力為0～0.6 MPa；噴頭選用華崛霧寶1503扇形噴頭，0.2 MPa 下額定噴霧流量為0.97 L/min。

1.藥箱；2.溢流閥；3.蓄能器； 4.流量傳感器；5.減壓閥；6.壓力傳感器；7.隔膜泵；8.高速電磁閥Ⅰ；9.高速電磁閥Ⅱ；10.噴頭1.Pesticide tank; 2.Overflow valves; 3.Accumulator; 4.Flowmeter; 5.Pressure-relief valve; 6. Pressure sensor; 7.Diaphragm pump; 8.High-speed solenoid valve Ⅰ; 9.High-speed solenoid valve Ⅱ; 10.Nozzle圖1 精準(zhǔn)間歇式噴施系統(tǒng)組成圖Fig.1 Composition diagram of the precise intermittent spraying system

間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)利用超聲波傳感器和速度傳感器對(duì)噴霧工況進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，PLC實(shí)時(shí)處理數(shù)據(jù)信息并輸出動(dòng)作信號(hào)，控制高速電磁閥開(kāi)閉，實(shí)現(xiàn)間歇噴霧；同時(shí)控制減壓閥閥口壓力，調(diào)節(jié)噴霧瞬時(shí)流量大小。為提高精準(zhǔn)噴霧的準(zhǔn)確性，系統(tǒng)采用了雙閥控制，即高速電磁閥Ⅰ關(guān)閉時(shí)，提前開(kāi)啟高速電磁閥Ⅱ，使噴頭快速泄壓，減少泄壓過(guò)渡時(shí)間；噴頭開(kāi)啟時(shí)，提前關(guān)閉高速電磁閥Ⅱ，使噴頭快速升壓，實(shí)現(xiàn)噴頭快速開(kāi)啟。系統(tǒng)采用蓄能器與溢流閥，為減壓閥調(diào)節(jié)提供穩(wěn)定的閥前壓力、減少泵的脈動(dòng)和系統(tǒng)閥開(kāi)閉沖擊的影響，提高噴頭噴霧壓力的穩(wěn)定性。

2 間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)鍵合圖模型的建立

2.1 液壓管的鍵合圖及狀態(tài)方程

噴施系統(tǒng)為低壓系統(tǒng)，忽略液壓管的液容，系統(tǒng)管路的液壓管鍵合圖見(jiàn)圖2。液壓管狀態(tài)方程為：

p1=p3+R1q3

(1)

式中：p1為液壓管前端壓力；p3為液壓管后端壓力；R1為液壓管管路沿程壓力損失液阻；q2為液壓管中藥液流量。

Sf為流量源；R1為液壓管管路沿程壓力損失液阻；1、2、3為鍵元號(hào)。Sf is the sources of flow; R1 is the hydraulic resistance of hydraulic pipe pressure loss along the pipeline; 1,2 and 3 are the bond elements numbers.圖2 液壓管鍵合圖Fig.2 Bond graph of hydraulic pipe

2.2 蓄能器的鍵合圖及狀態(tài)方程

蓄能器的充放液速度較快，視為絕熱工況；忽略藥液體積的壓縮性；藥液在蓄能器中的流動(dòng)假設(shè)為層流。將蓄能器等價(jià)為質(zhì)量-彈簧-阻尼動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)，建立其鍵合圖模型(圖3)。

I1為蓄能器內(nèi)藥液質(zhì)量；C1為氣囊氣體彈性柔度；R2為菌形閥閥口液阻；R3為氣囊氣體阻尼系數(shù)；Se1為氣囊中充壓氣體作用力。TF為能量轉(zhuǎn)換器，下圖同。I1 is the mass of liquid medicine in the accumulator; C1 is the elastic compliance of air bag; R2 is the hydraulic resistance of mushroom valve port; R3 is the damping coefficient of air bag; Se1 is the pressure of the gas in the airbag. TF means energy converter, the same as the Fig. below.圖3 蓄能器鍵合圖Fig.3 Bond graph of accumulator

蓄能器狀態(tài)方程為：

(2)

(3)

式中:P11為蓄能器液壓腔中藥液慣性量，N·m3/s3;x12為蓄能器隔膜位移，m;P4為蓄能器入口壓力，Pa；I1為蓄能器內(nèi)藥液質(zhì)量，kg；A1為氣囊等效作用面積，m2；C1為氣囊氣體彈性柔度，m/N；Se1為氣囊中充壓氣體作用力，N；R2為菌形閥閥口液阻，Pa·s/m3；R3為氣囊的氣體阻尼系數(shù)，N·s/m。

2.3 直動(dòng)式溢流閥的鍵合圖及狀態(tài)方程

直動(dòng)式溢流閥作為噴施系統(tǒng)定壓閥，維持系統(tǒng)工作壓力基本不變。通過(guò)調(diào)整溢流閥彈簧的預(yù)緊力可改變系統(tǒng)壓力，其鍵合圖見(jiàn)圖4。

I2為溢流閥閥芯質(zhì)量；R7為溢流閥閥芯黏性摩擦阻尼；C2為溢流閥彈簧彈性柔度；Se2為溢流閥彈簧調(diào)定力；R6為溢流閥阻尼孔液阻；R5為溢流閥閥口液阻。VS為積分器，下圖同。I2 is the spool mass of overflow valve; R7 is the core viscous friction damping of overflow valve; C2 is the spring flexibility of overflow valve; Se2 is the setting force of overflow valve; R6 is the hydraulic resistance of overflow valve damping pore; R5 is the hydraulic resistance of overflow valve port. VS means integrators, the same as the Fig. below.圖4 直動(dòng)式溢閥鍵合圖Fig.4 Bond graph of direct acting overflow valve

直動(dòng)式溢流閥狀態(tài)方程為：

(4)

(5)

式中:P23為溢流閥閥芯慣性量，N·m3/s3；x22為溢流閥閥芯位移，m；I2為溢流閥閥芯質(zhì)量，kg；C2為溢流閥彈簧彈性柔度，m/N；R5為溢流閥閥口液阻，Pa·s/m3；R6為溢流閥阻尼孔液阻，Pa·s/m3；R7為溢流閥閥芯黏性摩擦阻尼，N·s/m；A2為溢流閥閥芯藥液壓力作用面積，m2；Se2為溢流閥彈簧調(diào)定力，N；q16為溢流閥溢流量，m3/s。

2.4 直動(dòng)式減壓閥的鍵合圖及狀態(tài)方程

直動(dòng)式減壓閥是精準(zhǔn)間歇式噴施系統(tǒng)的主要控壓元件，通過(guò)調(diào)減系統(tǒng)壓力，并依靠藥液自身能量，使噴霧壓力保持穩(wěn)定，其鍵合圖見(jiàn)圖5。

R8為減壓閥閥口節(jié)流液阻；I3為減壓閥閥芯質(zhì)量；R9為減壓閥閥芯黏性摩擦阻尼; Se3為減壓閥彈簧調(diào)定力；C3為減壓閥彈簧彈性柔度。R8 is the throttling hydraulic resistance of pressure-relief valve port; I3 is spool mass of pressure-relief valve; R9 is the core viscous friction damping of pressure-relief valve; Se3 is the setting pressure of pressure relief-valve spring; C3 is the spring flexibility of pressure-relief valve.圖5 直動(dòng)式減壓閥鍵合圖Fig.5 Bond graph of direct acting pressure-relief valve

直動(dòng)式減壓閥狀態(tài)方程為：

(6)

(7)

式中：P35為減壓閥閥芯慣性量，N·m3/s3；x34為減壓閥閥芯位移，m；I3為減壓閥閥芯質(zhì)量，kg；C3為減壓閥彈性柔度，m/N；R8為減壓閥閥口節(jié)流液阻，Pa·s/m3；R9為減壓閥閥芯黏性摩擦阻尼，N·s/m；Se3為減壓閥彈簧調(diào)定力，N；A3為減壓閥閥芯藥液壓力作用面積，m2；p26為減壓閥閥前壓力，Pa；q29為減壓閥出口流量，m3/s。

2.5 高速電磁閥的鍵合圖及狀態(tài)方程

高速電磁閥是間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)的主要控制元件，根據(jù)PLC發(fā)出的控制信號(hào)完成開(kāi)閉動(dòng)作，實(shí)現(xiàn)噴頭噴霧啟停，不考慮系統(tǒng)的熱效應(yīng)和高速電磁閥的液動(dòng)力，其鍵合圖見(jiàn)圖6。

高速電磁閥狀態(tài)方程為：

(8)

(9)

式中：P47為高速電磁閥閥芯慣性量，N·m3/s3；x48為高速電磁閥閥芯位移，m；I4為高速電磁閥閥芯質(zhì)量，kg；C4為高速電磁閥彈性柔度，m/N；R15為高速電磁閥閥芯黏性摩擦阻尼，N·s/m；R11為高速電磁閥閥口液阻，Pa·s/m3；Se4為電磁閥電磁力，N。

C4為高速電磁閥彈簧彈性柔度；R15為高速電磁閥閥芯黏性摩擦阻尼；Se4為電磁閥電磁力；R11為高速電磁閥閥口液阻；I4為高速電磁閥閥芯質(zhì)量。C4 is the elastic flexibility of high-speed solenoid valve; R15 is the core viscous friction damping of high-speed solenoid valve; Se4 is the electromagnetic force of solenoid valve; R11 is the throttling hydraulic resistance of high-speed solenoid valve port; I4 is the spool mass of high-speed solenoid valve.圖6 高速電磁閥鍵合圖Fig.6 Bond graph of high-speed solenoid valve

2.6 精準(zhǔn)間歇式噴施系統(tǒng)的鍵合圖

為簡(jiǎn)化系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，將隔膜泵簡(jiǎn)化為流量輸出特性元件，忽略藥液的容積性，將系統(tǒng)管路簡(jiǎn)化為剛體模型。根據(jù)泵、蓄能器、溢流閥、減壓閥、高速電磁閥的壓力和流量的關(guān)系建立相應(yīng)的共勢(shì)節(jié)點(diǎn)“0”、共流節(jié)點(diǎn)“1”，連接各主要組成元件鍵合圖，并按照系統(tǒng)的能量之間的關(guān)系標(biāo)注功率流向，得到精準(zhǔn)間歇式噴施系統(tǒng)鍵合圖模型(圖7)。

C5，C6，…，C9為高速電磁閥彈簧彈性柔度；R12、R17、R22為噴頭閥口液阻；Se5、Se6，…，Se9為電磁閥電磁力，N；I5、I6，…，I9為高速電磁閥閥芯質(zhì)量；R14、R19、R20、R23、R25為高速電磁閥閥芯黏性摩擦阻尼；R13、R16、R18、R21、R24為高速電磁閥閥口液阻。C5, C6, …, C9 are the elastic flexibility of high-speed solenoid valve; R12, R17, R22 are the nozzle valve port hydraulic resistance; Se5, Se6, …, Se9 are the electromagnetic force of solenoid valves； I5, I6, …, I9 are the spool mass of high-speed solenoid valve; R14, R19, R20, R23, R25 are the core viscous friction damping of high-speed solenoid valve; R13, R16, R18, R21, R24 are the throttling hydraulic resistance of high-speed solenoid valve port.圖7 精準(zhǔn)間歇式噴施系統(tǒng)鍵合圖Fig.7 Bond graph of the precise intermittent spraying system

3 關(guān)鍵部件參數(shù)計(jì)算

3.1 噴頭流量

噴頭的節(jié)流口為薄壁小孔，藥液流經(jīng)薄壁小孔流量由式(10)得到：

(10)

式中：q為通過(guò)的流體流量，m3/s；Cd為流量系數(shù)；A4為節(jié)流口有效通流面積，m2；Δp為節(jié)流口前后壓差，Pa。

3.2 高速電磁閥通流面積

高速電磁閥為盤(pán)閥，其出油口通流面積結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖8，電磁閥有效通流面積隨閥芯位移變化而變化，電磁閥有效通流面積計(jì)算公式：

fh=πdhxh

(11)

式中：fh為高速電磁閥通流面積，m2；dh為高速電磁閥閥座通流孔直徑，m；xh為高速電磁閥閥芯位移量，m。

1.電磁閥閥座；2.電磁閥閥芯dh為閥座通流孔直徑；xh為閥芯位移量1.Solenoid valve seat; 2.Solenoid valve coredh is the diameter of valve seat orifice; xh is spool displacement圖8 高速電磁閥通流面積結(jié)構(gòu)示意圖Fig.8 Schematic diagram of flow area structure of high-speed solenoid valve

3.3 蓄能器參數(shù)

3.3.1蓄能器氣體剛度

蓄能器氣體剛度表征由氣囊壓強(qiáng)變化引起的氣體體積變化量，將氣體波爾方程進(jìn)行一階Taylor展開(kāi)得到氣體剛度公式：

(12)

式中：Ka為蓄能器氣體剛度，N/m；pa為蓄能器任意時(shí)刻氣體壓力，Pa；Va為蓄能器任意時(shí)刻氣體體積，m3；A5為蓄能器隔離氣體與液體的氣囊有效面積，m2。k為絕熱指數(shù)。

3.3.2蓄能器阻尼系數(shù)

蓄能器阻尼系數(shù)計(jì)算公式：

Cμ=8π(μaVa+μb(Va0-Va))/A5

(13)

式中：Cμ為蓄能器阻尼系數(shù)；μa為氣體黏性系數(shù)，Pa·s；μb為液體黏性系數(shù)，Pa·s；Va0為蓄能器總體積，m3。

3.4 關(guān)鍵部件參數(shù)

表1示出噴施系統(tǒng)的主要物理參數(shù)及計(jì)算所需的物量常量，包括液體黏性系數(shù)、氣體黏性系數(shù)、蓄能器初始充氣壓力、蓄能器初始體積等。

表1 精準(zhǔn)間歇噴施系統(tǒng)主要物理參數(shù)值Table 1 The main physical parameters of the precise intermittent spraying system

4 試驗(yàn)內(nèi)容與方法

4.1 20-sim鍵合圖仿真

20-sim鍵合圖仿真平臺(tái)擁有門(mén)類(lèi)齊全的鍵合圖模型庫(kù)，提供了大量預(yù)先定義好的模型。本研究在20-sim環(huán)境下，以精準(zhǔn)間歇噴施系統(tǒng)為研究對(duì)象，建立了減壓閥、溢流閥、蓄能器、液壓管路與整個(gè)系統(tǒng)的模型，依據(jù)系統(tǒng)各組成元件的結(jié)構(gòu)參數(shù)和外界源輸入的實(shí)際參數(shù)對(duì)系統(tǒng)狀態(tài)方程求解計(jì)算。

4.2 試驗(yàn)參數(shù)選定

電磁閥磁芯為軟磁材料且具有磁滯特性，高速電磁閥斷電時(shí)受其磁滯性影響而延遲關(guān)閉。根據(jù)高速電磁閥的關(guān)閉特性，控制信號(hào)頻率f和開(kāi)啟時(shí)間t的計(jì)算公式為：

f=vs/lc

(14)

t=(l0-(tc+to)/2vs)/lcf

(15)

式中：lc為兩作物間的距離，m；vs為噴霧相對(duì)作物的運(yùn)動(dòng)速度，m/s；l0為作物莖葉覆蓋直徑，m；tc為電磁閥關(guān)閉的響應(yīng)時(shí)間，s；to為電磁閥開(kāi)啟的響應(yīng)時(shí)間，s。

由電磁閥啟閉特性試驗(yàn)得到高頻電磁閥的關(guān)閉的響應(yīng)時(shí)間tc約為40 ms；高頻電磁閥的開(kāi)啟響應(yīng)時(shí)間to約為20 ms。根據(jù)自走式噴霧機(jī)實(shí)際作業(yè)速度和新疆玉米的種植模式,試驗(yàn)假定車(chē)速0.8 m/s，作物間距20 cm，作物覆蓋直徑10 cm。因此，選定間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)高速電磁閥Ⅰ控制信號(hào)頻率為4 Hz和開(kāi)啟時(shí)間為95 ms；高速電磁閥Ⅱ控制信號(hào)設(shè)定頻率為4 Hz，開(kāi)啟時(shí)間40 ms，相對(duì)于高速電磁閥Ⅰ延遲開(kāi)啟時(shí)間為145 ms。

4.3 試驗(yàn)方法

為驗(yàn)證本研究建立的系統(tǒng)模型合理性以及間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)的可行性和有效性，自主設(shè)計(jì)搭建了間歇變量噴施系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)(圖9)。本研究針對(duì)大田精準(zhǔn)噴霧作業(yè)，模擬實(shí)際車(chē)速、作物間距和植株覆蓋面積等工況條件，研究系統(tǒng)在不同壓力下的噴霧壓力動(dòng)態(tài)特性。試驗(yàn)中采用ESP1016陶瓷壓阻式壓力傳感器測(cè)量各噴頭的噴霧壓力與系統(tǒng)壓力，其輸出電流4～20 mA,量程0～0.6 MPa。

1.高速電磁閥Ⅰ；2.高速電磁閥Ⅱ；3.壓力傳感器；4.噴頭；5.減壓閥；6.藥箱；7.溢流閥；8.隔膜泵；9.蓄能器組1.High-speed solenoid valve Ⅰ; 2.High-speed solenoid valve Ⅱ; 3.Pressure sensor; 4.Nozzle; 5.Pressure-relief valve; 6.Pesticide tank; 7.Overflow valves; 8.Diaphragm pump; 9.Accumulators圖9 間歇式精準(zhǔn)噴霧測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)Fig.9 Intermittent precision spray test bench

為排除試驗(yàn)干擾因素，進(jìn)行系統(tǒng)初始化標(biāo)定。使用自來(lái)水代替藥液，測(cè)試間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)在工作壓力0.5 MPa情況下系統(tǒng)流量穩(wěn)定性。

軌道噴霧車(chē)靜止在原地，調(diào)定系統(tǒng)工作壓力為0.5 MPa，設(shè)置減壓閥出口壓力為0.2、0.3和0.4 MPa，3水平單因素試驗(yàn)。高速電磁閥Ⅰ控制信號(hào)頻率為4 Hz和開(kāi)啟時(shí)間為95 ms；高速電磁閥Ⅱ控制信號(hào)設(shè)定頻率為4 Hz，開(kāi)啟時(shí)間40 ms，開(kāi)啟延遲時(shí)間為145 ms，以500 Hz的采樣頻率連續(xù)采集壓力傳感器8 s，各水平試驗(yàn)重復(fù)3組。高速電磁閥Ⅱ不開(kāi)啟，其他條件同上，導(dǎo)出對(duì)應(yīng)壓力傳感器數(shù)據(jù)，利用SPSS、Origin軟件對(duì)采集數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，得出各壓力下的動(dòng)態(tài)壓力特性曲線(xiàn)。

4.4 數(shù)據(jù)評(píng)價(jià)方法

輪廓分析法是分析多個(gè)變量間均數(shù)向量輪廓的一種多元統(tǒng)計(jì)學(xué)方法[20]。按時(shí)間順序連接某變量各時(shí)間點(diǎn)測(cè)定值，得到的輪廓即反映該變量在時(shí)間上的縱向變化規(guī)律。通過(guò)輪廓分析可比較不同組的變動(dòng)規(guī)律是否一致。為驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，采用一個(gè)穩(wěn)定噴霧周期內(nèi)各點(diǎn)值的多組數(shù)據(jù)，通過(guò)輪廓分析法對(duì)仿真計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行相合檢驗(yàn)。

對(duì)于不同工況下噴頭壓力波動(dòng)的評(píng)價(jià)主要采用噴霧壓力平均值pmean、壓力波動(dòng)離散率δp、最大超調(diào)量Mp。壓力特性曲線(xiàn)的離散率是衡量壓力的穩(wěn)定性，最大超調(diào)量反應(yīng)了瞬時(shí)壓力偏離壓力平均值定值的最大程度。

(16)

(17)

(18)

式中：pi為連續(xù)穩(wěn)定噴霧周期內(nèi)，噴頭噴霧壓力達(dá)到減壓閥出口設(shè)定壓力值的70%以上壓力傳感器采集各點(diǎn)壓力值，Pa；N為pi值采集總數(shù)。

對(duì)于不同壓力工況下間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)的噴霧壓力準(zhǔn)確性的評(píng)價(jià)采用噴霧壓力準(zhǔn)確率ε，計(jì)算公式為：

(19)

t3=(l0/lc)·f

(20)

t5=(1-(l0/lc))·f

(21)

式中：t1為單個(gè)噴霧周期內(nèi)理論噴霧時(shí)間，s；t2為n個(gè)連續(xù)穩(wěn)定噴霧周期內(nèi)，噴頭噴霧壓力達(dá)減壓閥出口設(shè)定壓力值的70%以上所占時(shí)間之和，s；t3為單個(gè)噴霧周期內(nèi)理論噴頭關(guān)閉時(shí)間之和，s；t4為n個(gè)連續(xù)穩(wěn)定噴霧周期內(nèi)，噴頭噴霧壓力低于減壓閥出口設(shè)定壓力值的30%以下所占時(shí)間之和，s；n為試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)周期個(gè)數(shù)。

5 結(jié)果與分析

設(shè)置減壓閥出口壓力分別為0.2、0.3和0.4 MPa，不同壓力下噴霧壓力試驗(yàn)和仿真結(jié)果見(jiàn)圖10～12。在同一壓力下，由于電磁閥開(kāi)啟與關(guān)閉過(guò)程中，噴霧壓力并非瞬時(shí)增大或減小至工作狀態(tài)，而是呈現(xiàn)一定的漸變過(guò)程，所以在每個(gè)周期內(nèi)均存在一定時(shí)長(zhǎng)的噴霧不完全的過(guò)渡階段，且由于管路和電磁閥液阻作用，實(shí)際噴霧壓力低于系統(tǒng)調(diào)定壓力。采用雙閥控制，高速電磁閥Ⅱ相對(duì)于高速電磁閥Ⅰ延時(shí)145 ms開(kāi)啟，在噴頭關(guān)閉過(guò)程中，加快了噴頭泄壓過(guò)程，減少無(wú)效噴霧量；相對(duì)高速電磁閥開(kāi)啟信號(hào)，高速電磁閥Ⅱ關(guān)閉信號(hào)相對(duì)于高速電磁閥Ⅰ提前65 ms，回流高速電磁閥在高速電磁閥開(kāi)啟前關(guān)閉，不影響噴頭開(kāi)啟過(guò)程。所以雙閥控制延時(shí)時(shí)間與單閥控制開(kāi)啟延時(shí)時(shí)間基本相同，但雙閥控制關(guān)閉過(guò)程時(shí)間小于單閥，無(wú)效噴霧量損失減小。

由圖10～12可見(jiàn)，減壓閥出口壓力為0.2、0.3和0.4 MPa情況下，隨著減壓閥出口壓力的增大，噴頭開(kāi)啟過(guò)渡時(shí)間縮短，但噴頭關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間延長(zhǎng)，故減壓閥出口壓力對(duì)噴霧準(zhǔn)確率的影響不大，不同減壓閥出口壓力下試驗(yàn)結(jié)果的壓力分析結(jié)果見(jiàn)表2。在2種控制方式下噴頭噴霧壓力平均值基本一致；在高速電磁閥啟閉瞬間噴頭壓力呈瞬時(shí)激增，其峰值有限，最大超調(diào)低于15%；單閥控制最大超調(diào)要高于雙閥控制，且在0.3 MPa時(shí)均達(dá)到最小值；同時(shí)2種控制方式下，噴頭噴霧壓力波動(dòng)離散率基本一致，且在0.4 MPa時(shí)，單閥控制壓力波動(dòng)率稍大于雙閥控制；雙閥控制的噴霧準(zhǔn)確率>89%，且明顯高于單閥控制。上述結(jié)果表明，間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)具有可行性；在同一壓力下，雙閥控制的噴霧精度與噴霧壓力超調(diào)量均優(yōu)于單閥控制。

圖10 減壓閥壓力為0.2 MPa電磁閥Ⅱ關(guān)閉與開(kāi)啟噴霧壓力動(dòng)態(tài)曲線(xiàn)Fig.10 The dynamic curve of spray pressure when the pressure-relief valve set as 0.2 MPa and solenoid valve Ⅱ is closed or opened

圖11 減壓閥壓力為0.3 MPa電磁閥Ⅱ關(guān)閉與開(kāi)啟噴霧壓力動(dòng)態(tài)曲線(xiàn)Fig.11 The dynamic curve of spray pressure when the pressure-relief valve set as 0.3 MPa and solenoid valve Ⅱ is closed or opened

圖12 減壓閥壓力為0.4 MPa電磁閥Ⅱ關(guān)閉與開(kāi)啟噴霧壓力動(dòng)態(tài)曲線(xiàn)Fig.12 The dynamic curve of spray pressure when the pressure-relief valve set as 0.4 MPa and solenoid valve Ⅱ is closed or opened

表2 不同減壓閥出口壓力下噴霧壓力動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Experimental results of spray pressure dynamic characteristics underdifferent outlet pressures of pressure-relief valve

基于狀態(tài)方程的計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果相合度顯著水平<0.1(表3)，檢驗(yàn)結(jié)果顯著，表明所建立的鍵合圖數(shù)值模型可較好的預(yù)測(cè)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

表3 仿真計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果相合度檢驗(yàn)顯著水平Table 3 The consistent significant test of thesimulation calculation and test results

6 結(jié) 論

1)本研究將鍵合圖理論應(yīng)用于間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性分析中，通過(guò)20-sim鍵合圖平臺(tái)對(duì)系統(tǒng)狀態(tài)方程組編譯求解計(jì)算，得到噴頭在不同減壓閥出口壓力下的間歇噴霧壓力動(dòng)態(tài)特性。搭建了間歇式精準(zhǔn)噴施系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)，在減壓閥出口壓力為0.2、0.3和0.4 MPa，3種情況下驗(yàn)證了系統(tǒng)鍵合圖模型，結(jié)果表明系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較好的相合置信水平，系統(tǒng)鍵合圖模型可根據(jù)系統(tǒng)的輸入較好地預(yù)測(cè)系統(tǒng)狀態(tài)響應(yīng)。

2)模擬車(chē)速為0.8 m/s，作物間距20 cm，作物覆蓋直徑10 cm的作業(yè)工況，雙閥控制噴施系統(tǒng)在不同減壓閥出口壓力下，其噴頭噴霧準(zhǔn)確率均能達(dá)到89%以上，滿(mǎn)足精準(zhǔn)對(duì)靶作業(yè)模式需求。