韓振浩 朱立成 苑嚴(yán)偉 趙 博 方憲法 王德成

(1.中國農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院， 北京 100083； 2.中國農(nóng)業(yè)機(jī)械化科學(xué)研究院土壤植物機(jī)器系統(tǒng)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100083)

0 引言

我國是世界上最大的水果生產(chǎn)國與消費(fèi)國，丘陵山地的水果生產(chǎn)是我國水果產(chǎn)業(yè)的重要組成部分，果品生產(chǎn)過程當(dāng)中，農(nóng)用物資運(yùn)輸和果品轉(zhuǎn)運(yùn)過程中需要投入大量勞動力。隨著國內(nèi)城鎮(zhèn)化水平的提高，農(nóng)村勞動力數(shù)量逐年減少，生產(chǎn)成本逐年增加，果農(nóng)經(jīng)濟(jì)效益顯著下降，設(shè)計適合丘陵山地果園的運(yùn)輸機(jī)械對我國果品產(chǎn)業(yè)的進(jìn)一步發(fā)展具有重要意義[1-4]。

由于山地果園具有地塊狹小、地形條件復(fù)雜、機(jī)耕路狹窄等特點(diǎn)，應(yīng)用于大田的傳統(tǒng)輪式農(nóng)機(jī)底盤在山地果園作業(yè)時地形適應(yīng)性相對較差，存在較大安全隱患。履帶底盤具有接地比壓小、負(fù)載能力強(qiáng)、牽引力大等優(yōu)點(diǎn)，是當(dāng)前山地農(nóng)機(jī)廣泛應(yīng)用的一種優(yōu)選方案[3-5]。

近年來，國內(nèi)外市場出現(xiàn)了較多品牌的履帶式果園運(yùn)輸機(jī)，多通過在履帶底盤上部直接安裝果品載物臺實(shí)現(xiàn)果園運(yùn)輸作業(yè)。此類機(jī)型負(fù)載能力強(qiáng)、成本較低，相較于普通輪式運(yùn)輸機(jī)地形通過性好，但是整體結(jié)構(gòu)相對簡單，作業(yè)過程中仍易出現(xiàn)打滑、側(cè)翻、障礙阻擋等問題，在地形適應(yīng)性方面仍有較大的提升優(yōu)化空間。

為了提升山地農(nóng)機(jī)的地形適應(yīng)性，國內(nèi)外學(xué)者在現(xiàn)有機(jī)具的基礎(chǔ)上開展了大量研究。HAUN等[6]設(shè)計了一種適用于割草機(jī)的手動調(diào)平系統(tǒng)，能夠使割草機(jī)甲板隨拖拉機(jī)車身始終保持水平。GONZALEZ等[7]設(shè)計了一種展開式翻車保護(hù)機(jī)構(gòu)，基于電液調(diào)平技術(shù)提高車身橫向穩(wěn)定性，解決拖拉機(jī)的側(cè)翻問題。BALLESTEROS等[8]設(shè)計了一種拖拉機(jī)自動防翻滾保護(hù)系統(tǒng)，并基于簡化模型進(jìn)行仿真測試。劉平義等[9]設(shè)計了一種丘陵山地自適應(yīng)調(diào)平底盤，通過4組可調(diào)懸架實(shí)現(xiàn)車體主動調(diào)平控制。孫景彬等[10]設(shè)計了一種全向調(diào)平履帶拖拉機(jī)，提出了一種基于平行四桿機(jī)構(gòu)的車身橫向調(diào)平方案和基于雙車架機(jī)構(gòu)的縱向調(diào)平方案。周偉春等[11]提出了一種載貨平臺自動調(diào)平式履帶式運(yùn)輸車，通過電磁換向閥控制相應(yīng)4個調(diào)平油缸實(shí)現(xiàn)載貨平臺實(shí)時調(diào)平。通過資料查閱可以發(fā)現(xiàn)，為了更好地適應(yīng)丘陵山地作業(yè)地形，當(dāng)前研究多通過設(shè)計調(diào)平機(jī)構(gòu)、改進(jìn)行走懸掛形式、優(yōu)化整機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)的方式進(jìn)行車身、作業(yè)部件傾斜姿態(tài)的主動調(diào)配。但是，以山地果園運(yùn)輸車為研究對象，面向山地果園運(yùn)輸任務(wù)的地形適應(yīng)性研究相對較少，部分學(xué)者雖然開展了一些載貨平臺實(shí)時調(diào)平的研究工作，但未考慮上部負(fù)載對運(yùn)輸車坡地行駛性能的影響，仍然存在進(jìn)一步的優(yōu)化空間。

本文結(jié)合山地果園實(shí)際環(huán)境特點(diǎn)，根據(jù)整機(jī)重心位置對機(jī)具坡地行駛性能的影響規(guī)律，提出一種基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車。開展履帶底盤、可移動載物臺以及控制系統(tǒng)的關(guān)鍵部件設(shè)計與選型，確定不同路況下的整機(jī)重心位置控制方案。通過仿真模擬驗(yàn)證設(shè)計方案的可行性，并開展樣機(jī)試驗(yàn)進(jìn)行整機(jī)性能驗(yàn)證。

1 整機(jī)設(shè)計

1.1 設(shè)計要求與技術(shù)參數(shù)

我國山地果園多采用低矮密植型種植模式，株距一般為2～4 m，行距一般為3～5 m，運(yùn)輸車整機(jī)尺寸應(yīng)滿足果園實(shí)際通行需求[4]；山地果園多為斜坡地形，存在臺階、田埂、排水溝等障礙，運(yùn)輸車應(yīng)具有良好的坡地行駛性能；為了減少果樹損傷，作業(yè)時盡量避免與樹冠剮蹭，運(yùn)輸車應(yīng)操控靈敏、轉(zhuǎn)向協(xié)調(diào)；電動農(nóng)機(jī)具有節(jié)能環(huán)保、振動噪聲小等優(yōu)勢，動力類型選擇為電動。

根據(jù)以上設(shè)計要求，果園運(yùn)輸車主要技術(shù)參數(shù)如表1所示[1-5]。

表1 主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main technical parameters

1.2 整機(jī)結(jié)構(gòu)

基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車主要由履帶底盤、可移動載物臺以及控制系統(tǒng)組成，如圖1所示。

圖1 山地果園運(yùn)輸車結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Sketches of hillside orchard transport vehicle1.貨臺 2.機(jī)體 3.行走系 4.橫向滑軌 5.鋰電池 6.控制器 7.底盤直流電機(jī) 8.減速器 9.電機(jī)驅(qū)動器 10.傾角傳感器 11.水平定位機(jī)構(gòu) 12.縱向滑軌

1.3 工作原理

山地果園運(yùn)輸車執(zhí)行行走任務(wù)時，根據(jù)遙控器發(fā)送的行走指令，履帶底盤實(shí)現(xiàn)運(yùn)輸車的遙控行走。當(dāng)運(yùn)輸車在不同地形時，根據(jù)遙控器發(fā)送的地形模式指令，可移動載物臺進(jìn)行水平相對位置的動態(tài)主動調(diào)整，進(jìn)而改變整機(jī)重心位置以適應(yīng)不同地形，提升山地果園運(yùn)輸車的坡地行駛性能。

2 關(guān)鍵部件設(shè)計

2.1 履帶底盤設(shè)計

履帶底盤主要由鋰電池、底盤電機(jī)驅(qū)動器、底盤直流電機(jī)、傳動系統(tǒng)、行走系以及控制系統(tǒng)組成。底盤直流電機(jī)數(shù)量為2個，分別通過傳動系統(tǒng)為履帶底盤左右側(cè)行走機(jī)構(gòu)提供驅(qū)動力。傳動系統(tǒng)包含減速器、動力輸出軸以及鏈傳動機(jī)構(gòu)，減速器安裝在機(jī)體底部，輸入端與電機(jī)相連，輸出端通過動力輸出軸和鏈傳動機(jī)構(gòu)與行走系相連。采用履帶式行走系，用于執(zhí)行履帶底盤的行走動作，履帶底盤簡圖如圖2所示。

圖2 履帶底盤簡圖Fig.2 Sketch of tracked chassis1.行走系 2.機(jī)體 3.鋰電池 4.控制器 5.底盤直流電機(jī) 6.電機(jī)驅(qū)動器 7.驅(qū)動輪 8.鏈傳動機(jī)構(gòu) 9.動力輸出軸 10.減速器

結(jié)合運(yùn)輸車主要技術(shù)參數(shù)要求，參照文獻(xiàn)[12]進(jìn)行元件選型，確定底盤電機(jī)型號為110BM0630-48-Z直流無刷電機(jī)，額定電壓48 V，額定電流40 A，額定功率為1.8 kW，額定轉(zhuǎn)速3 000 r/min，額定轉(zhuǎn)矩6 N·m，配套減速器選用NV50型蝸輪蝸桿減速器，減速比為1∶50，鏈傳動機(jī)構(gòu)減速比為1∶1。行走系選用輪齒式橡膠履帶，履帶節(jié)距P=0.065 m，履帶寬度b=0.18 m，履帶厚度0.02 m，左右側(cè)履帶間距B=0.75 m。

2.2 可移動載物臺設(shè)計

國內(nèi)外學(xué)者針對履帶底盤的坡地行走機(jī)理開展了大量研究，整機(jī)重心位置的變化對履帶底盤的坡地通過性能和越障通過性能均有顯著影響[13-19]，因此本文提出了一種基于動態(tài)重心調(diào)控原理的可移動載物臺，通過主動改變可移動載物臺的水平位置，實(shí)現(xiàn)不同路況下整機(jī)重心位置的實(shí)時調(diào)節(jié)，進(jìn)而提升運(yùn)輸車在山地果園環(huán)境中的行駛性能。

2.2.1可移動載物臺組成

根據(jù)整機(jī)工作原理，可移動載物臺設(shè)計如圖3所示，主要由貨臺、隨動防翻機(jī)構(gòu)、水平定位機(jī)構(gòu)、縱向滑軌和橫向滑軌組成。

圖3 可移動載物臺結(jié)構(gòu)簡圖Fig.3 Sketches of movable loading platform1.貨臺 2.固定板 3.機(jī)體 4.水平定位底座 5.直線軸承 6.壓力傳感器 7.支撐萬向滾珠 8.導(dǎo)柱 9.塑膠滑輪 10.C型鋼 11.縱向滑軌 12.橫向驅(qū)動滑軌 13.橫向支撐滑軌 14.縱向滑軌電機(jī) 15.水平定位機(jī)構(gòu)支座 16.定位萬向滾珠 17.橫向滑軌電機(jī)

貨臺位于機(jī)體頂部，用于農(nóng)用物料裝載。支撐萬向滾珠通過壓力傳感器和支架安裝于機(jī)體頂部內(nèi)側(cè)四角，與貨臺底部滑動接觸，用于承載貨臺的全部重量。水平定位機(jī)構(gòu)由支座和萬向滾珠組成，支座安裝于縱向滑軌滑臺，萬向滾珠縱向?qū)ΨQ排布4個，橫向?qū)ΨQ排布2個，與貨臺底部焊合的水平定位底座間隙配合，用于貨臺的水平定位與扭轉(zhuǎn)角度限位。隨動防翻機(jī)構(gòu)位于機(jī)體與貨臺中間，包含固定板、C型鋼、塑膠滑輪、直線軸承、導(dǎo)柱，用于貨臺翻倒保護(hù)，其中直線軸承安裝于機(jī)體頂部兩側(cè)四角，配套安裝可縱向滑動的導(dǎo)柱，每根導(dǎo)柱頂端與塑膠滑輪螺紋連接，對應(yīng)塑膠滑輪位于C型鋼中，可在其中橫向滑動，C型鋼通過固定板安裝于貨臺前部和后部。縱向滑軌采用絲杠的結(jié)構(gòu)形式，包含步進(jìn)電機(jī)、滑軌、滑臺、絲杠，可通過縱向步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動絲杠實(shí)現(xiàn)貨臺的縱向滑動。縱向滑軌通過連接板安裝于橫向滑軌的滑臺之上，橫向滑軌數(shù)量為2個，采用絲杠的結(jié)構(gòu)形式，其中1個橫向滑軌包含電機(jī)、滑軌、滑臺、絲杠，可通過橫向步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動絲杠實(shí)現(xiàn)貨臺和縱向滑軌的橫向滑動，另1個橫向滑軌包含滑軌、滑臺，用于支撐縱向滑軌，防止單個橫向滑軌偏載受力。橫向滑軌通過底部支架在車體內(nèi)部固定，并設(shè)有加強(qiáng)筋支撐，保證機(jī)體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，滑臺與機(jī)體的接口處通過密封膠密封，避免塵土進(jìn)入造成滑軌磨損。

圖4 貨臺受力分析Fig.4 Force analyses for loading platform

機(jī)具作業(yè)前，根據(jù)壓力傳感器采集的壓力，進(jìn)行貨臺負(fù)載狀態(tài)計算，由于壓力傳感器通過支撐萬向滾珠與貨臺接觸，即使貨臺傾斜，壓力傳感器也不受徑向力干擾。機(jī)具作業(yè)時，貨臺在水平定位機(jī)構(gòu)的拖動和萬向滾珠的支撐下，實(shí)現(xiàn)自身的橫縱向水平滑動，進(jìn)而完成整機(jī)重心位置的調(diào)整。貨臺動作時，隨動防翻機(jī)構(gòu)中導(dǎo)柱可沿直線軸承縱向滑動，塑膠滑輪可沿C型鋼橫向滑動，如果當(dāng)前地形坡度過大，隨動防翻機(jī)構(gòu)能夠通過直線軸承-導(dǎo)柱、塑膠滑輪-C型鋼實(shí)現(xiàn)貨臺的俯仰、滾轉(zhuǎn)限位，為貨臺提供良好的防翻保護(hù)。

2.2.2整機(jī)重心位置數(shù)學(xué)建模

整機(jī)重心位置計算是重心自適應(yīng)調(diào)控的基礎(chǔ)，根據(jù)機(jī)械部分設(shè)計方案進(jìn)行數(shù)學(xué)建模。假設(shè)運(yùn)輸車各部分重心位置均在同一個坐標(biāo)系下，以運(yùn)輸車形心位置為坐標(biāo)原點(diǎn)，可得整機(jī)重心位置(xm,ym,zm)計算式為

(1)

其中m=m0+mw+ml+mt1+mt2

(2)

式中m——整機(jī)質(zhì)量，kg

m0——履帶底盤質(zhì)量，kg

mw——貨臺質(zhì)量，kg

ml——縱向滑軌質(zhì)量，kg

mt1——橫向驅(qū)動滑軌質(zhì)量，kg

mt2——橫向支撐滑軌質(zhì)量，kg

(xk,yk)——滑臺水平位置，m

(x0,y0,z0)——履帶底盤重心位置，m

(xw,yw,zw)——貨臺重心位置，m

(xl,yl,zl)——縱向滑軌重心位置，m

(xt1,yt1,zt1)——橫向驅(qū)動滑軌重心位置，m

(xt2,yt2,zt2)——橫向支撐滑軌重心位置，m

式(1)中由負(fù)載和滑臺橫縱向位置決定貨臺的質(zhì)量與重心位置，因此運(yùn)輸車每次開展運(yùn)輸任務(wù)之前，貨臺都需要在滑臺回中位置，根據(jù)壓力傳感器和傾角傳感器采集的數(shù)據(jù)，對自身質(zhì)量和重心位置進(jìn)行初始化計算，初始化計算時運(yùn)輸車為靜止?fàn)顟B(tài)，貨臺受力分析如圖4所示。

根據(jù)受力平衡原理，可得貨臺重量Gw為

(3)

式中Fi——壓力傳感器實(shí)測壓力，N，i=1,2,3,4

ω——車體俯仰角，(°)

θ——車體滾轉(zhuǎn)角，(°)

根據(jù)力平衡和力矩平衡原理，對主視圖進(jìn)行受力分析可得

Flz(llx+lrx)+Gwcosωsinθ(zw-h+lfz)=
Gwcosωcosθ(lrx+xw)

(4)

式中Flz——左側(cè)壓力傳感器實(shí)測壓力之和，N

llx——左側(cè)支撐位置與形心的橫向距離，m

lrx——右側(cè)支撐位置與形心的橫向距離，m

zw——貨臺重心與形心的豎向距離，m

h——貨臺底部與形心的垂直距離，m

lfz——貨臺底部與定位接觸點(diǎn)的垂直距離，m

xw——貨臺重心與形心的橫向距離，m

根據(jù)力平衡和力矩平衡原理，對側(cè)視圖進(jìn)行受力分析可得

Ffz(lfy+lby)+Gwcosθsinω(zw-h+lfz)=
Gwcosθcosω(lby+yw)

(5)

式中Ffz——前側(cè)壓力傳感器實(shí)測壓力之和，N

lfy——前側(cè)支撐位置與形心的縱向距離，m

lby——后側(cè)支撐位置與形心的縱向距離，m

yw——載物臺重心與形心的縱向距離，m

由于式(4)為xw、zw的二元一次方程，式(5)為yw、zw的二元一次方程，如果獲取運(yùn)輸車兩組不同靜態(tài)姿態(tài)下的壓力傳感器和傾角傳感器數(shù)據(jù)，即可進(jìn)行貨臺重心位置的計算。

負(fù)載狀態(tài)計算完成后，式(1)中所有元素均為已知值，整機(jī)重心位置可通過滑臺水平位置實(shí)時推算得出。運(yùn)輸車行進(jìn)過程中由于干擾因素較多，不再重新計算當(dāng)前負(fù)載狀態(tài)，直至負(fù)載狀態(tài)改變。

2.2.3重心控制策略設(shè)計

山地果園多為斜坡地形，為了提高運(yùn)輸車的斜坡地形適應(yīng)性，分別針對斜坡、斜坡臺階和斜坡壕溝3種情況進(jìn)行整機(jī)重心控制策略設(shè)計。

(1)斜坡

當(dāng)運(yùn)輸車位于緩坡地形時，通過性是影響運(yùn)輸車實(shí)際行駛性能的重要指標(biāo)。為了得到運(yùn)輸車通過性最強(qiáng)時的整機(jī)最優(yōu)重心位置，對運(yùn)輸車的坡地一般行駛過程開展力學(xué)分析，如圖5所示，其中點(diǎn)M為運(yùn)輸車形心，點(diǎn)O為運(yùn)輸車整機(jī)重心。

圖5 斜坡行駛受力分析Fig.5 Force analysis for driving on slope

結(jié)合正視圖可得兩側(cè)履帶的支撐力N1和N2為

(6)

式中H——形心離地高度，m

xm——重心相對形心橫向偏移距離，m

zm——重心相對形心豎向偏移距離，m

當(dāng)支撐力N1和支撐力N2大小接近一致時，能夠有效避免上坡側(cè)履帶打滑，此時底盤通過性最強(qiáng)[13-18]。因此根據(jù)式(6)可得整機(jī)最優(yōu)橫向重心位置xm為

xm=tanθ(zm-H)

(7)

結(jié)合側(cè)視圖、俯視圖以及運(yùn)輸車結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，可得左右兩側(cè)履帶支撐力向左右兩側(cè)接地中心的力矩為

(8)

式中ym——重心相對形心縱向偏移距離，m

在可移動載物臺橫向最優(yōu)位置確定的基礎(chǔ)上，當(dāng)單側(cè)履帶縱向接地比壓分布接近一致時，行走系附著力最大，下陷程度最輕，底盤通過性最強(qiáng)[14-18]。此時力矩M1和力矩M2絕對值最小，履帶接地壓力中心偏移最小，根據(jù)式(8)可得整機(jī)最優(yōu)縱向重心位置ym為

ym=tanω(zm-H)

(9)

由式(7)、(9)可知，為了提高運(yùn)輸車的緩坡平地通過性，整機(jī)橫縱向最優(yōu)重心位置在地面的投影應(yīng)盡量與底盤接地形心重合。

當(dāng)運(yùn)輸車位于陡坡地形時，由于車身傾斜角過大超出了緩坡通過性調(diào)控范圍，穩(wěn)定性是運(yùn)輸車實(shí)際行駛性能的首要考量指標(biāo)。參照圖5中的側(cè)視圖可得運(yùn)輸車上、下坡極限翻傾角ωlim、ω′lim為

(10)

運(yùn)輸車上、下坡滑移角ωφ、ω′φ為

ωφ=ω′φ=arctanφ

(11)

式中φ——縱向附著系數(shù)，履帶式為0.8～1.0

參照圖5中的正視圖可得運(yùn)輸車左、右側(cè)極限翻傾角θlim、θ′lim為

(12)

運(yùn)輸車左、右側(cè)滑移角θφ、θ′φ為

θφ=θ′φ=arctanφx

(13)

式中φx——橫向附著系數(shù)，履帶式為0.7～0.9

由式(11)、(13)可知，運(yùn)輸車橫縱向滑移角主要受橫縱向附著系數(shù)影響，改變整機(jī)重心位置對其影響不大。由式(10)、(12)可知，沿上坡側(cè)調(diào)整整機(jī)水平重心位置能夠有效增加運(yùn)輸車的橫縱向極限翻傾角。

因此斜坡的整機(jī)重心控制策略為：如果運(yùn)輸車當(dāng)前地形坡度平緩，處于通過性調(diào)控范圍內(nèi)，按照式(7)、(9)進(jìn)行整機(jī)重心位置調(diào)控，增加運(yùn)輸車緩坡地形通過性。如果地形坡度陡峭，超出通過性調(diào)控范圍，將整機(jī)重心位置保持在通過性調(diào)控的極限位置，增加運(yùn)輸車陡坡地形穩(wěn)定性。

(2)斜坡臺階

當(dāng)運(yùn)輸車位于斜坡臺階地形時，開展斜坡越障分析，不同地面夾角下臨界越障示意圖如圖6所示。

圖6 斜坡越障示意圖Fig.6 Sketch of overcoming obstacles on slope

斜坡翻越臺階時，運(yùn)輸車在不同地面夾角β下的最大斜坡越障高度Hβ為

(14)

式中R——底盤后驅(qū)輪半徑，m

α——地形縱向俯仰坡度，-90°≤α≤90°

β——底盤與地面的夾角，0≤β≤90°

對式(14)進(jìn)行循環(huán)求解求最大值，可得運(yùn)輸車的極限越障高度Hmax[9-14]。

從式(14)可知，整機(jī)縱向重心位置ym越小，極限越障高度Hmax越大。因此為了增強(qiáng)運(yùn)輸車的斜坡極限越障能力，斜坡越障時整機(jī)縱向重心位置應(yīng)盡量靠前。

(3)斜坡壕溝

當(dāng)運(yùn)輸車位于斜坡壕溝地形時，開展斜坡跨壕分析，得到臨界跨壕示意圖如圖7所示。

圖7 斜坡跨壕示意圖Fig.7 Sketch of crossing trenches on slope

斜坡跨越壕溝時，運(yùn)輸車在前部懸空和后部懸空的情況下能夠跨越壕溝的最大寬度分別為

(15)

運(yùn)輸車的極限跨壕寬度為式(15)中的最小值[18-21]，斜坡跨壕時，應(yīng)使Le1、Le2盡量接近L/2。因此斜坡跨壕時整機(jī)最優(yōu)縱向重心位置ym為

ym=tanω(zm-H)

(16)

由式(9)、(16)可知，為了增強(qiáng)運(yùn)輸車的斜坡極限跨壕能力，斜坡跨壕時運(yùn)輸車的整機(jī)重心控制策略與斜坡的整機(jī)重心控制策略相同。

2.3 控制系統(tǒng)設(shè)計

山地果園運(yùn)輸車的履帶底盤和可移動載物臺均采用無線遙控的控制方式。履帶底盤通過遙控進(jìn)行行走控制，根據(jù)信號接收器接收的遙控信號，STM32控制器基于底盤電機(jī)驅(qū)動器通信協(xié)議控制履帶底盤直流電機(jī)執(zhí)行行走動作?？梢苿虞d物臺通過遙控設(shè)置當(dāng)前地形模式，根據(jù)信號接收器接收的遙控信號，Arduino控制器基于重心自適應(yīng)調(diào)控當(dāng)前負(fù)載狀態(tài)，通過滑軌電機(jī)驅(qū)動器控制橫縱向步進(jìn)電機(jī)執(zhí)行相應(yīng)重心控制策略。山地果園運(yùn)輸車的控制系統(tǒng)硬件框圖如圖8所示，主要由無線遙控器、信號接收器、STM32控制器、Arduino控制器、壓力傳感器、信號放大器、兩軸傾角傳感器、橫縱向光電感應(yīng)開關(guān)、滑軌電機(jī)驅(qū)動器、橫縱向步進(jìn)電機(jī)、底盤電機(jī)驅(qū)動器以及左右側(cè)直流電機(jī)組成。

圖8 系統(tǒng)硬件框圖Fig.8 Sketch of control system

根據(jù)設(shè)計要求，遙控器與信號接收器選型為云卓風(fēng)迎M12pro遙控器和配套信號接收器，無干擾通信距離7 km，用于發(fā)送接收履帶底盤行走指令和可移動載物臺控制指令。STM32控制器選型為STM32F429IGT開發(fā)板，進(jìn)行接收器SBUS信號協(xié)議解析、底盤電機(jī)驅(qū)動器CAN總線協(xié)議通信以及Arduino控制器串口通信。底盤電機(jī)驅(qū)動器根據(jù)直流電機(jī)功率，選型為BLD600直流無刷電機(jī)驅(qū)動器，通過CAN總線協(xié)議通信。Arduino控制器采用Arduino uno開發(fā)板，進(jìn)行橫縱向光電感應(yīng)開關(guān)、傾角傳感器信息的采集與處理以及橫向步進(jìn)電機(jī)和縱向步進(jìn)電機(jī)的運(yùn)動控制。兩軸傾角傳感器位于履帶底盤內(nèi)部接近形心處，采用LVT418T型雙軸傾角傳感器進(jìn)行運(yùn)輸車整機(jī)俯仰角和滾轉(zhuǎn)角的監(jiān)測，單軸量程±90°，精度0.3°。紅外光電感應(yīng)開關(guān)位于車體內(nèi)部箱體側(cè)壁，用于可移動載物臺位置的啟動初始化，采用DS300C2漫反射型紅外光電感應(yīng)開關(guān)，感應(yīng)距離為0.1～3 m可調(diào)。壓力傳感器位于履帶底盤頂部四角位置，用于可移動載物臺負(fù)載狀態(tài)檢測，采用輪輻式拉壓傳感器，量程0～2 000 N，精度0.05%。

3 仿真模擬

為了定性地驗(yàn)證設(shè)計方案的合理性與可行性，基于多體動力學(xué)分析軟件RecurDyn搭建運(yùn)輸車虛擬樣機(jī)，對比重心調(diào)控前后運(yùn)輸車的通過性、穩(wěn)定性以及越障性。

3.1 通過性仿真

為了量化對比重心調(diào)控前后虛擬樣機(jī)的通過性能，對斜坡直線行駛的虛擬樣機(jī)施加一個作用于整機(jī)重心、方向與行駛方向相反、大小逐漸增大的反向阻力，當(dāng)反向阻力逐漸增大至足以阻止運(yùn)輸車正常行進(jìn)時，記錄該值，認(rèn)為該力為運(yùn)輸車的最大牽引力。

運(yùn)輸車通過性仿真如圖9所示。運(yùn)輸車行駛速度設(shè)置為0.1 m/s。適合機(jī)械化作業(yè)的山地果園地形坡度一般小于25°，仿真中將地形坡度設(shè)置為10°。為了同時檢驗(yàn)橫縱向重心位置的調(diào)控效果，運(yùn)輸車行駛偏航角設(shè)置為45°。設(shè)置載物臺空載質(zhì)量為49.89 kg。對比不同負(fù)載狀態(tài)下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車的最大牽引力。

圖9 運(yùn)輸車通過性仿真Fig.9 Simulation of transport vehicle trafficability

運(yùn)輸車最大牽引力仿真結(jié)果如表2所示。從表中可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車最大牽引力呈逐漸增大的趨勢，橫縱向重心位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車最大牽引力增加，通過性相對調(diào)控前得到了有效提升。

表2 最大牽引力仿真結(jié)果Tab.2 Simulation of maximum tractive force N

3.2 穩(wěn)定性仿真

運(yùn)輸車穩(wěn)定性仿真如圖10所示。車頭朝向分別設(shè)置為縱向和橫向。由于滑移角主要受附著系數(shù)影響，改變重心位置對其影響不大，并且安全事故多由機(jī)具翻傾造成，因此本文只針對運(yùn)輸車的極限翻傾角進(jìn)行探討。運(yùn)輸車整機(jī)重心位置相對靠前，下坡時更容易翻傾，整機(jī)縱向重心位置調(diào)控影響更明顯，因此縱向穩(wěn)定性仿真時針對下坡情況模擬。仿真模擬時，地形坡度每次增加1°，直到運(yùn)輸車翻傾為止，對比不同負(fù)載條件下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車的橫縱向極限翻傾角。

圖10 運(yùn)輸車穩(wěn)定性仿真Fig.10 Simulation of transport vehicle stability

運(yùn)輸車橫、縱向極限翻傾角仿真結(jié)果如表3、4所示。從表3、4可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車的橫縱向極限翻傾角呈逐漸減小的趨勢，橫縱向重心位置經(jīng)過調(diào)控后，橫縱向極限翻傾角增加，穩(wěn)定性相對調(diào)控前得到了有效提升。

表3 縱向極限翻傾角仿真結(jié)果Tab.3 Simulation of maximum longitudinal tilt angle (°)

表4 橫向極限翻傾角仿真結(jié)果Tab.4 Simulation of maximum lateral tilt angle (°)

3.3 越障性仿真

3.3.1斜坡越障

斜坡越障仿真模擬如圖11所示，其中運(yùn)輸車行駛速度設(shè)置為0.1 m/s，沿上坡方向越障，地形坡度設(shè)置為10°。仿真模擬時，臺階高度每次增加10 mm，直到運(yùn)輸車無法翻越為止，對比不同負(fù)載狀態(tài)下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車的極限越障高度。

圖11 斜坡越障仿真Fig.11 Simulation of crossing obstacle on slope

運(yùn)輸車斜坡越障仿真結(jié)果如表5所示。從表5可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車的極限越障高度呈逐漸減小的趨勢，縱向重心位置經(jīng)過調(diào)控后，極限越障高度增加，越障性相對調(diào)控前得到了有效提升。

表5 斜坡越障高度仿真結(jié)果

3.3.2斜坡跨壕

斜坡跨壕仿真模擬如圖12所示，其中運(yùn)輸車行駛速度設(shè)置為0.1 m/s，地形坡度設(shè)置為10°。由于運(yùn)輸車整機(jī)重心位置相對靠前，下坡時車頭更易栽入壕溝，整機(jī)縱向重心位置調(diào)控影響更明顯，因此針對下坡情況模擬。仿真模擬時，壕溝寬度每次增加10 mm，直到運(yùn)輸車無法跨越為止，對比不同負(fù)載狀態(tài)下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車的極限跨壕寬度。

圖12 斜坡跨壕仿真Fig.12 Simulation of crossing trench on slope

運(yùn)輸車斜坡跨壕仿真結(jié)果如表6所示。從表6中可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車的極限跨壕寬度基本不變，縱向重心位置經(jīng)過調(diào)控后，極限跨壕寬度增加，越障性相對調(diào)控前得到了有效提升。

表6 斜坡跨壕寬度仿真結(jié)果

通過仿真模擬可知，可移動載物臺與重心控制策略能夠有效提升運(yùn)輸車的通過性、穩(wěn)定性以及越障性。

4 性能驗(yàn)證試驗(yàn)

4.1 室內(nèi)試驗(yàn)

2021年7月，于中國農(nóng)業(yè)機(jī)械化科學(xué)研究院土壤植物機(jī)器系統(tǒng)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，開展室內(nèi)樣機(jī)性能驗(yàn)證試驗(yàn)，主要進(jìn)行可移動載物臺重心估計試驗(yàn)、運(yùn)輸車坡地行駛性能試驗(yàn)，其中運(yùn)輸車坡地行駛性能試驗(yàn)包含通過性、穩(wěn)定性和越障性試驗(yàn)。

4.1.1可移動載物臺重心估計試驗(yàn)

開展可移動載物臺重心估計試驗(yàn)，在載物臺左前(位置1)、右前(位置2)、左中(位置3)、右中(位置4)、左后(位置5)、右后(位置6)分別放置80 kg的配重鉛塊，進(jìn)行可移動載物臺重心估計，同時參考標(biāo)準(zhǔn)GB/T 3871.14進(jìn)行可移動載物臺重心測量，對比重心估計與重心測量的誤差結(jié)果，試驗(yàn)現(xiàn)場如圖13所示。

圖13 重心估計試驗(yàn)Fig.13 Test of gravity core estimation

可移動載物臺重心估計試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表7所示。進(jìn)而得到每次試驗(yàn)的重心估計誤差，如表8所示。將估計值減去測量值，便可得重心位置估計誤差，通過表8可知，可移動載物臺的最大重心位置估計誤差為-29 mm，基本滿足可移動載物臺重心估計要求。

表7 重心估計試驗(yàn)結(jié)果Tab.7 Estimated value in gravity core estimation test mm

表8 重心估計試驗(yàn)誤差Tab.8 Estimated error in gravity core estimation test mm

4.1.2運(yùn)輸車坡地行駛性能試驗(yàn)

(1)通過性試驗(yàn)

和仿真模擬測試原理相同，通過拉力傳感器測定運(yùn)輸車最大牽引力，來量化對比重心調(diào)整前后運(yùn)輸車的通過性能，試驗(yàn)過程如圖14所示。

圖14 運(yùn)輸車通過性試驗(yàn)Fig.14 Test of transport vehicle trafficability

試驗(yàn)開始前，拉力傳感器一端通過繩索與運(yùn)輸車末端懸掛點(diǎn)連接，另一端通過繩索與地面固定點(diǎn)連接，繩索始終與地面平行?？梢苿虞d物臺初始化負(fù)載狀態(tài)，并參照整機(jī)重心控制策略調(diào)配載物臺水平位置。試驗(yàn)過程中，手動控制運(yùn)輸車以速度0.1 m/s行駛，直到履帶發(fā)生打滑，記錄測試過程中拉力傳感器的拉力峰值，測量5次記錄均值。拉力傳感器型號為蚌埠S型拉壓傳感器，量程為5 000 N，最大誤差為0.05%。仿真模擬測試條件一致，土壤坡面角人工設(shè)置為10°，行駛偏航角設(shè)置為45°。對比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車重心位置調(diào)控前后的最大牽引力，測試結(jié)果如表9～12所示。

表9 負(fù)載0 kg最大牽引力測試結(jié)果Tab.9 Test result of maximum tractive force with 0 kg load N

由表9～12可知，在負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車的最大牽引力分別為1 803.95、2 038.76、2 141.08、2 285.72 N，相比調(diào)控前分別增加了15.11%、14.97%、16.21%、19.63%；整機(jī)重心橫向位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車的最大牽引力分別為1 734.36、1 989.44、2 025.29、2 225.26 N，相比調(diào)控前分別增加了10.67%、12.19%、9.92%、16.47%；整機(jī)重心橫縱向位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車的最大牽引力分別為1 897.87、2 139.48、2 328.92、2 425.24 N，相比調(diào)控前分別增加了21.11%、20.65%、26.4%、26.93%。

表10 負(fù)載50 kg最大牽引力測試結(jié)果Tab.10 Test result of maximum tractive force with 50 kg load N

表11 負(fù)載100 kg最大牽引力測試結(jié)果Tab.11 Test result of maximum tractive force with 100 kg load N

表12 負(fù)載150 kg最大牽引力測試結(jié)果Tab.12 Test result of maximum tractive force with 150 kg load N

對比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)最大牽引力的測試結(jié)果比仿真時小，主要原因在于仿真環(huán)境中設(shè)置的履土接觸參數(shù)與實(shí)際環(huán)境存在部分差異。

(2)穩(wěn)定性試驗(yàn)

圖15 運(yùn)輸車穩(wěn)定性試驗(yàn)Fig.15 Tests of transport vehicle stability

通過可調(diào)角度的金屬平臺來測試運(yùn)輸車的橫縱向穩(wěn)定性能，如圖15所示。試驗(yàn)開始前，將運(yùn)輸車開至金屬平臺上，金屬平臺角度可調(diào)，車頭朝向分別為縱向和橫向。可移動載物臺位于上坡側(cè)極限位置。試驗(yàn)過程中平臺角以1°為差依次遞增，直到運(yùn)輸車即將發(fā)生翻傾為止。對比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車重心位置調(diào)控前后的橫縱向極限翻傾角，測試結(jié)果如表13、14所示。

表13 縱向極限翻傾角試驗(yàn)結(jié)果Tab.13 Test result of maximum longitudinal tilt angle (°)

表14 橫向極限翻傾角試驗(yàn)結(jié)果Tab.14 Test result of maximum lateral tilt angle (°)

由表13、14可知，在負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車的縱向極限翻傾角分別為45°、43°、42°、40°，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、13.16%、13.51%、14.29%；整機(jī)重心橫向位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車的橫向極限翻傾角分為40°、38°、35°、35°，相比調(diào)控前分別增加了8.11%、8.57%、12.90%、20.69%。

對比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)橫縱向極限翻傾角的測試結(jié)果比仿真時稍小，主要原因在于實(shí)物樣機(jī)測試時，角度過大會導(dǎo)致整機(jī)翻傾，考慮到操作人員和設(shè)備的安全，實(shí)測數(shù)據(jù)會比仿真極限數(shù)據(jù)小。

(3)越障性試驗(yàn)

通過翻越斜坡上可調(diào)高度的金屬平臺來測試運(yùn)輸車的越障性能[25-27]，如圖16所示。

圖16 斜坡越障試驗(yàn)Fig.16 Test of crossing obstacle on slope

試驗(yàn)開始前，將平臺沿運(yùn)輸車行駛方向埋入斜坡土壤模擬臺階，平臺高度120～360 mm可調(diào)。土壤坡面角人工設(shè)置為10°，運(yùn)輸車沿上坡方向越障?？梢苿虞d物臺位于上坡側(cè)極限位置。進(jìn)行試驗(yàn)時，手動控制運(yùn)輸車行駛速度0.1 m/s前進(jìn)直到翻越障礙，試驗(yàn)過程中平臺高度以10 mm為差依次遞增，直到運(yùn)輸車不能翻越為止。對比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車重心位置調(diào)控前后的坡地極限越障能力，測試結(jié)果如表15所示。

表15 極限越障高度測試結(jié)果Tab.15 Test result of maximum crossing obstacle height mm

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，在負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車的斜坡極限越障高度分別為210、200、200、190 mm，相比調(diào)控前分別增加了10.53%、25.00%、33.33%、46.15%。

對比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)的極限斜坡越障高度比仿真時稍小，主要原因在于，實(shí)物樣機(jī)測試時，如果越障失敗會出現(xiàn)整機(jī)滑移翻傾，考慮到操作人員和設(shè)備的安全，實(shí)測數(shù)據(jù)會比仿真極限數(shù)據(jù)要小。

4.1.3斜坡跨壕試驗(yàn)

通過跨越斜坡上人工設(shè)置的壕溝來測試運(yùn)輸車的極限跨壕能力[25-27]，如圖17所示。

圖17 斜坡跨壕試驗(yàn)Fig.17 Test of crossing trench on slope

試驗(yàn)開始前，通過人工沿運(yùn)輸車行駛方向設(shè)置壕溝，起始壕溝寬度為400 mm。土壤坡面角人工設(shè)置為10°，運(yùn)輸車沿下坡方向跨壕?？梢苿虞d物臺初始化負(fù)載狀態(tài)，并參照整機(jī)重心控制策略調(diào)配載物臺水平位置。進(jìn)行試驗(yàn)時，手動控制運(yùn)輸車行駛速度0.1 m/s前進(jìn)直到跨越壕溝，試驗(yàn)過程中壕溝寬度以10 mm為差依次遞增，直到運(yùn)輸車不能跨越為止。對比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車重心位置調(diào)控前后的坡地極限跨壕能力，測試結(jié)果如表16所示。

表16 極限跨壕寬度測試結(jié)果Tab.16 Test result of maximum crossing trench width mm

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車的斜坡極限跨壕寬度分別為450、480、510、520 mm，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、14.29%、21.43%、26.83%。驗(yàn)證了可移動載物臺斜坡跨壕重心控制策略的合理性。

對比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)的斜坡極限跨壕寬度比仿真時稍小，主要原因在于仿真環(huán)境中設(shè)置的土壤緊實(shí)度與實(shí)際環(huán)境存在部分差異，實(shí)物樣機(jī)測試時，壕溝前沿相比仿真環(huán)境更易塌陷，進(jìn)而造成實(shí)測跨壕寬度會比仿真跨壕寬度小。

室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果表明，本文提出的可移動載物臺和整機(jī)重心控制策略能夠有效提升山地果園運(yùn)輸車的通過性、穩(wěn)定性和越障性。

4.2 田間試驗(yàn)

2021年10月，于廣東省江門市新會區(qū)新會柑種植園開展田間試驗(yàn)，其中果園地形坡度在4°～27°之間，果樹行株距3 m左右、果園運(yùn)輸?shù)缆穼挾? m左右，山地果園運(yùn)輸車田間試驗(yàn)現(xiàn)場如圖18所示。

圖18 運(yùn)輸車田間試驗(yàn)Fig.18 Field test of transport vehicle

進(jìn)行運(yùn)輸車直線行駛速度測試，實(shí)測運(yùn)輸車行駛速度為0～4.1 km/h。進(jìn)行運(yùn)輸車最小轉(zhuǎn)彎半徑測試，在水泥、草地以及沙壤土路面均可實(shí)現(xiàn)原地差速轉(zhuǎn)向。進(jìn)行可移動載物臺響應(yīng)速度測試，實(shí)測滿負(fù)載水平移動速度為0～7 mm/s。進(jìn)行可移動載物臺有效行程測試，實(shí)測載物臺縱向移動行程為570 mm，橫向移動行程為300 mm。進(jìn)行運(yùn)輸車?yán)m(xù)航時間測試，實(shí)測運(yùn)輸車?yán)m(xù)航時間為2.7 h，需要通過移動燃油充電站進(jìn)行電量補(bǔ)充。經(jīng)田間試驗(yàn)可知，山地果園運(yùn)輸車的行駛速度、最小轉(zhuǎn)彎半徑、載物臺重心調(diào)配功能均能夠滿足丘陵山地果園環(huán)境中的實(shí)際作業(yè)要求。但是山地果園運(yùn)輸車的續(xù)航時間需進(jìn)一步提升，下一步擬采用大容量電池的同時，參照無人機(jī)換電方案，對運(yùn)輸車電池部分進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計。

田間試驗(yàn)結(jié)果表明，本文提出的基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車坡地行駛性能較好，在不同負(fù)載條件下具有良好的地形適應(yīng)性，基本適用于山地果園實(shí)際作業(yè)環(huán)境。

5 結(jié)論

(1)為了進(jìn)一步提升山地果園運(yùn)輸車的復(fù)雜地形適應(yīng)性，設(shè)計了一種基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車，通過實(shí)時調(diào)節(jié)整機(jī)重心位置，提升山地果園運(yùn)輸車的坡地行駛性能。提出了斜坡、斜坡臺階和斜坡壕溝3種路況下的整機(jī)重心控制策略，開展了履帶底盤、可移動載物臺、控制系統(tǒng)等關(guān)鍵部件的設(shè)計，確定了可移動載物臺重心估計方案，完成了對底盤電機(jī)、減速器、傳感器等重要零件的參數(shù)確定和選型。

(2)根據(jù)設(shè)計方案，基于多體動力學(xué)分析軟件RecurDyn進(jìn)行運(yùn)輸車虛擬樣機(jī)搭建，分別針對通過性、穩(wěn)定性以及越障性3種行駛性能開展仿真分析。經(jīng)仿真模擬可知，本文提出的可移動載物臺與重心控制策略能夠有效提升運(yùn)輸車的坡地行駛性能。

(3)進(jìn)行樣機(jī)試制加工，開展樣機(jī)性能驗(yàn)證試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，在坡面角10°，負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心位置經(jīng)過調(diào)控后，運(yùn)輸車偏航45°的直線行駛最大牽引力分別為1 897.87、2 139.48、2 328.92、2 425.24 N，相比調(diào)控前分別增加了21.11%、20.65%、26.4%、26.93%；運(yùn)輸車下坡極限翻傾角分別為45°、43°、42°、40°，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、13.16%、13.51%、14.29%；運(yùn)輸車橫向極限翻傾角分為40°、38°、35°、35°，相比調(diào)控前分別增加了8.11%、8.57%、12.90%、20.69%；運(yùn)輸車上坡越障最大高度分別為210、200、200、190 mm，相比調(diào)控前分別增加了10.53%、25.00%、33.33%、46.15%；運(yùn)輸車的下坡跨壕最大寬度分別為450、480、510、520 mm，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、14.29%、21.43%、26.83%。在不同負(fù)載條件下，本文提出的可移動載物臺以及整機(jī)重心控制策略能夠有效提升運(yùn)輸車的坡地行駛性能，在山地果園實(shí)際作業(yè)環(huán)境具有良好的地形適應(yīng)性。