劉平義 彭鳳娟 李海濤 王壯壯 魏文軍 趙俊朋

(1.中國農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院， 北京 100083； 2.北京中卓時代消防裝備科技有限公司， 北京 101300)

引言

我國丘陵山區(qū)分布廣闊，占國土面積的43%以上，丘陵山區(qū)糧食及油料作物的產(chǎn)量在農(nóng)業(yè)生產(chǎn)中所占比重較大[1-3]。但目前丘陵山區(qū)農(nóng)業(yè)機械化最為薄弱，遠落后于平原地區(qū)，主要原因之一是丘陵山區(qū)地形復(fù)雜，作業(yè)地塊小、形狀不規(guī)則、起伏頻繁。適用于平原地區(qū)的農(nóng)業(yè)機械在丘陵山區(qū)除了難以行走作業(yè)外，農(nóng)機具作業(yè)過程中車身及作業(yè)部件難以保持水平、影響作業(yè)質(zhì)量，車輛容易傾翻，嚴重影響操作人員安全[4-11]。

現(xiàn)有農(nóng)用車輛調(diào)平主要通過機械、電子、液壓和控制等技術(shù)聯(lián)合實現(xiàn)，多是車體發(fā)生傾斜后，根據(jù)車輛的傾斜程度計算出調(diào)節(jié)量并進行調(diào)平，控制復(fù)雜，成本較高[12-14]。如美國 JOHN DEER公司的聯(lián)合收獲機[15]，采用電液自動調(diào)平系統(tǒng)，當(dāng)車輛發(fā)生傾斜時，通過控制供油回路通斷的方式，實現(xiàn)車體調(diào)平。中國一拖集團有限公司研制的東方紅-國際(525EX型)半喂入水稻聯(lián)合收獲機[16]，在車體上裝有水平控制裝置，通過左右支重輪自動調(diào)節(jié)的方法實現(xiàn)車體調(diào)平。本文立足于機械結(jié)構(gòu)本體研究，提出一種適應(yīng)丘陵山區(qū)作業(yè)的農(nóng)用底盤自適應(yīng)調(diào)平方法，并設(shè)計一種簡易農(nóng)用自適應(yīng)調(diào)平底盤，利用懸架彈簧受到地面波動干擾時產(chǎn)生變形，實時吸收和釋放能量實現(xiàn)自適應(yīng)調(diào)平，從而減小在行駛作業(yè)過程中的車體傾斜。

1 自適應(yīng)調(diào)平懸架設(shè)計

1.1 自適應(yīng)調(diào)平方法

底盤在凹凸不平地面行走作業(yè)時，各懸架彈簧根據(jù)地形變化實時吸收和釋放能量過程中，通過懸臂夾角變化，改變懸架高度，減小底盤側(cè)傾角和俯仰角，實現(xiàn)底盤動態(tài)調(diào)平，滿足丘陵山區(qū)農(nóng)用底盤的作業(yè)要求[17]。

1.2 自適應(yīng)調(diào)平懸架方案設(shè)計

依據(jù)自適應(yīng)調(diào)平方法，設(shè)計一種自適應(yīng)調(diào)平懸架，如圖1所示。該懸架由前懸臂、后懸臂、前拉簧、后拉簧、支承桿、車輪、支架組成，其中前懸臂、后懸臂、支承桿的一端共同繞支架上O點轉(zhuǎn)動連接，前懸臂和后懸臂的另一端分別與車輪轉(zhuǎn)動連接，支承桿的另一端與前拉簧和后拉簧連接，前拉簧和后拉簧的另一端分別與前懸臂、后懸臂連接。

圖1 自適應(yīng)調(diào)平懸架組成原理圖Fig.1 Schematic diagram of adaptive leveling suspension1.前懸臂 2.前拉簧 3.支撐桿 4.后拉簧 5.后懸臂 6.支架 7.車輪

1.3 自適應(yīng)調(diào)平懸架關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計

根據(jù)選定輪胎直徑d，設(shè)計懸架關(guān)鍵參數(shù)。

(1)懸臂長l

為確保底盤在凹凸不平地面上的行走通過性，自適應(yīng)調(diào)平懸架的懸臂長l取值為

l=k1d

(1)

式中k1——結(jié)構(gòu)設(shè)計參考系數(shù)，參考丘陵山區(qū)果園地面參數(shù)，取k1≥1

(2)支撐桿長m

為確保自適應(yīng)調(diào)平懸架在底盤調(diào)平過程中的通過性和調(diào)平效果，支撐桿長取值為

m=k2l

(2)

式中k2——結(jié)構(gòu)設(shè)計參考系數(shù)，參考丘陵山區(qū)果園地面參數(shù)，取0

(3)懸架彈簧參數(shù)

自適應(yīng)調(diào)平懸架受力簡圖如圖2所示，基于已知自適應(yīng)調(diào)平懸架參數(shù)，根據(jù)懸架靜態(tài)受力分析進行懸架彈簧關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計。

圖2 自適應(yīng)調(diào)平懸架受力簡圖Fig.2 Adaptive leveling suspension force analysis

懸架承受載荷w，根據(jù)單個懸臂力矩平衡，得

M1=Nlsin(α/2)

(3)

(4)

其中

(5)

(6)

M1=M2

(7)

將式(3)～(6)代入式(7)中，得

(8)

式中M1——車輪對懸臂的作用力N對O點的力矩

M2——懸架彈簧對懸臂的作用力F對O點的力矩

c——懸架彈簧剛度

n——懸架彈簧自然長度

α——懸臂夾角

p——懸架彈簧的懸掛點與O點的距離

x——懸架彈簧的變形量

2 自適應(yīng)調(diào)平底盤設(shè)計

2.1 自適應(yīng)調(diào)平底盤方案設(shè)計

自適應(yīng)調(diào)平底盤主要由自適應(yīng)調(diào)平懸架、車架、前橋和后橋等組成，如圖3所示。

圖3 底盤組成原理圖Fig.3 Schematic diagram of adaptive leveling chassis1.自適應(yīng)調(diào)平懸架 2.前橋 3.車架 4.后橋

該底盤前橋與車架鉸接，前橋在轉(zhuǎn)向機構(gòu)的作用下相對車架在水平面內(nèi)轉(zhuǎn)動，完成前橋轉(zhuǎn)向功能[18]，后橋與車架固定連接。4個自適應(yīng)調(diào)平懸架分別依據(jù)給定軸距L和輪距Q相對于車架中央縱向平面對稱安裝在前、后橋上，可通過在一定范圍的縱向擺動仿形更好地適應(yīng)地形，協(xié)同懸架彈簧變形實現(xiàn)底盤調(diào)平。

2.2 自適應(yīng)調(diào)平底盤關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計

自適應(yīng)調(diào)平底盤的關(guān)鍵參數(shù)分別為輪距Q，軸距L和底盤高度H。輪距Q可參照實際工作環(huán)境，如果園地面參數(shù)選取。底盤的仿形和調(diào)平性能，同側(cè)前后懸架相鄰的2個懸臂車輪不能相互干涉。由此，底盤軸距L取值條件為

L≥2l+d

(9)

為確保底盤行走通過性，底盤高度H的取值條件為

H>lsin(α/2)+d/2

(10)

2.3 自適應(yīng)調(diào)平底盤調(diào)平原理

底盤承受載荷W，作業(yè)速度v，前懸臂夾角為α1、后懸臂夾角為α2，以同一側(cè)前后2個自適應(yīng)調(diào)平懸架為例進行分析。底盤通過相對平坦地面時，α1≈α2，如圖4a所示，懸臂夾角和懸架高度不變，底盤基本保持水平，此時懸架彈簧處于拉伸狀態(tài)，稱為工作初始狀態(tài)，懸臂夾角為初始角。當(dāng)?shù)妆P通過凸起地面時，如圖4b所示，懸架彈簧在自適應(yīng)調(diào)平過程中拉伸，懸臂夾角α1增大，懸架彈簧儲存彈性勢能并降低懸架高度；反之前懸架通過后，懸架彈簧釋放儲存的彈性勢能后收縮，懸臂夾角和懸架高度恢復(fù)為初始值，在整個自適應(yīng)調(diào)整過程中，懸架通過彈簧改變懸臂夾角、導(dǎo)致懸架高度能配合地形變化而減小底盤的側(cè)傾角和俯仰角。同理，當(dāng)?shù)妆P前懸架通過凹下地面時，如圖4c所示，懸架彈簧在自適應(yīng)調(diào)整過程中收縮，懸臂夾角α1減小，懸架彈簧釋放彈性勢能并增大懸架高度；反之前懸架通過后，懸架彈簧吸收能量后拉伸，懸臂夾角和懸架高度恢復(fù)為初始值，在整個自適應(yīng)調(diào)整過程中，懸架通過彈簧改變懸臂夾角、導(dǎo)致懸架高度能配合地形變化從而減小底盤的側(cè)傾角和俯仰角。當(dāng)?shù)妆P前后懸架同時通過凹凸不平地面時，如圖4d所示，前懸架通過凸起地面，懸臂夾角α1增大，后懸架通過凹下地面，懸臂夾角α2減小，在整個自適應(yīng)調(diào)整過程中，前后2個懸架通過彈簧分別改變懸臂夾角、導(dǎo)致懸架高度能配合地形變化從而減小底盤的側(cè)傾角和俯仰角。同理，4組自適應(yīng)調(diào)平懸架也能通過彈簧分別改變懸臂夾角、導(dǎo)致懸架高度能配合地形變化從而減小底盤的側(cè)傾角和俯仰角，滿足丘陵山區(qū)農(nóng)用動力底盤調(diào)平的作業(yè)要求。

圖4 底盤調(diào)平原理圖Fig.4 Leveling schematic diagram of chassis

3 自適應(yīng)調(diào)平底盤仿真分析

依上述設(shè)計方法，根據(jù)GB/T 2979—2008選用輪胎18×8.50-82PR，設(shè)計底盤關(guān)鍵參數(shù)如表1所示。

我國輪式拖拉機基本工作速度為4～12 km/h，緩行速度小于等于2 km/h，如栽植、開溝、深耕耕作等作業(yè)狀態(tài)時最低可達0.2 km/h[19]。由于丘陵山區(qū)地面復(fù)雜，因此選用通常作業(yè)速度2.5 km/h。

3.1 虛擬樣機模型

建立自適應(yīng)調(diào)平底盤的三維模型，導(dǎo)入到ADAMS中進行仿真分析。經(jīng)過模型簡化、添加材料信息、約束和彈簧以及真實地面和輪胎，施加500 kg載荷等步驟，最終建立運動仿真模型如圖5所示。在自適應(yīng)調(diào)平底盤仿真過程中，分別采用ADAMS自帶的Fiala輪胎模型、3D路面road_3d_roof_example.rdf，并通過輪胎和地面在ADAMS/tire模塊中的相互作用仿真模擬真實行駛狀況[20]。輪胎與地面模型建成后，輪胎與車架轉(zhuǎn)動連接，并對8個車輪同時添加驅(qū)動。

表1 主要參數(shù)Tab.1 Main parameters

圖5 自適應(yīng)調(diào)平底盤運動仿真模型Fig.5 Motion simulation model of chassis

3.2 底盤調(diào)平效果仿真分析

丘陵山區(qū)地面大多凹凸不平，仿真過程中分析地面基本特征后簡化為單一波形和連續(xù)波形兩種地面并建立參考坐標系；為了設(shè)計適用性，對地面參數(shù)沒有采取定量數(shù)值描述，而是考慮底盤與通過地面的尺寸制約比例關(guān)系，使用底盤的特征關(guān)鍵參數(shù)對地面特征關(guān)鍵參數(shù)進行比例關(guān)系描述。利用ADAMS后處理模塊，將底盤仿真過程中的側(cè)傾角和俯仰角與四輪剛性底盤在同等條件下仿真得到的側(cè)傾角和俯仰角對比，檢驗調(diào)平效果。

依據(jù)平谷丘陵山地地面參數(shù)，在ADAMS中添加幅值為1.33倍輪胎半徑、波長為0.7倍軸距的單一波形地面，對底盤沿X軸行走作業(yè)進行模擬仿真(圖6)，獲得底盤行走過程中的側(cè)傾角和俯仰角，同理得到四輪剛性底盤的側(cè)傾角和俯仰角并進行對比(圖7)。

圖6 底盤在單一波形地面運動仿真Fig.6 Motion simulation of chassis in single waveform ground

圖7 自適應(yīng)調(diào)平底盤和四輪剛性底盤側(cè)傾角和俯仰角對比(單一波形地面)Fig.7 Roll angle and pitch angle of chassis before and after leveling (single waveform ground)

由圖7可得，自適應(yīng)調(diào)平底盤的最大側(cè)傾角為3.4°，最大俯仰角為1.9°，四輪剛性底盤的最大側(cè)傾角為10.8°，最大俯仰角為2.6°。相對于四輪剛性底盤，自適應(yīng)調(diào)平底盤的側(cè)傾角和俯仰角之和降低了60.4%。

添加幅值為1.33倍輪胎半徑、波長為1.2倍軸距的連續(xù)波形地面，對底盤偏離XOZ平面30°斜向行走作業(yè)進行模擬仿真(圖8)，獲得底盤行走過程中的側(cè)傾角和俯仰角與四輪剛性底盤的側(cè)傾角和俯仰角并進行對比(圖9)。

圖8 底盤在連續(xù)波形地面運動仿真Fig.8 Motion simulation of chassis in continuous waveform ground

圖9 自適應(yīng)調(diào)平底盤和四輪剛性底盤側(cè)傾角和俯仰角對比(連續(xù)波形地面)Fig.9 Roll angle and pitch angle of chassis before and after leveling (continuous waveform ground)

由圖9可得，自適應(yīng)調(diào)平底盤的最大側(cè)傾角為3.4°，最大俯仰角為2.5°，四輪剛性底盤的最大側(cè)傾角為9.5°，最大俯仰角為6.3°。相對于四輪剛性底盤，自適應(yīng)調(diào)平底盤的側(cè)傾角和俯仰角之和降低了62.6%。

4 自適應(yīng)調(diào)平底盤樣機試驗

4.1 底盤樣機參數(shù)

參照微耕機尺寸試制自適應(yīng)調(diào)平底盤小比例樣機，如圖10所示，樣機主要參數(shù)：車輪直徑130 mm，軸距600 mm，輪距400 mm，懸臂長度200 mm，支撐桿長度100 mm，彈簧自然長度50 mm，彈簧剛度2.38 N/mm，彈簧懸掛位置為懸臂中點處，底盤質(zhì)量26.8 kg。為方便底盤在行駛過程中側(cè)傾角、俯仰角的測量和數(shù)據(jù)輸出，車架上安裝LVT426T型雙軸數(shù)字型傾角傳感器，該傳感器采用非接觸式測量原理，能實時輸出當(dāng)前的俯仰角和側(cè)傾角，動態(tài)測量精度在±0.3°范圍內(nèi)，分辨率小于0.05°，上位機接收數(shù)據(jù)。

圖10 底盤樣機Fig.10 Prototype of chassis

4.2 試驗條件

選擇農(nóng)業(yè)部土壤-機器-植物系統(tǒng)技術(shù)重點實驗室的土槽作為試驗場所。在土槽內(nèi)人工堆砌幅值為80 mm、波長為420 mm單一波形和幅值為80 mm、波長為720 mm的連續(xù)波形地面進行試驗，樣機速度為0.6 km/h，圖11為過單一波形地面試驗過程，圖12為過連續(xù)波形地面試驗過程。

圖11 單一波形地面底盤樣機試驗Fig.11 Prototype test of chassis in single waveform ground

4.3 試驗結(jié)果與分析

對讀取的試驗數(shù)據(jù)進行分析得出樣機在試驗過程中的側(cè)傾角和俯仰角變化曲線，如圖13、圖14所示。

圖13 樣機試驗過程中的側(cè)傾角和俯仰角(單一波形地面)Fig.13 Roll angle and pitch angle during test of chassis prototype (single waveform ground)

圖14 樣機試驗過程中的側(cè)傾角和俯仰角(連續(xù)波形地面)Fig.14 Roll angle and pitch angle during test of chassis prototype (continuous waveform ground)

由圖13可得，底盤調(diào)平后的最大側(cè)傾角為4.42°，最大俯仰角為2.05°。相對于四輪剛性底盤的最大側(cè)傾角11.3°，最大俯仰角2.18°，自適應(yīng)調(diào)平底盤的側(cè)傾角和俯仰角之和降低了52.01%。由圖14可得，底盤調(diào)平后的最大側(cè)傾角為3.30°，最大俯仰角為4.03°，相對于四輪剛性底盤的最大側(cè)傾角9.71°，最大俯仰角6.53°，自適應(yīng)調(diào)平底盤的側(cè)傾角和俯仰角之和降低了54.86%。試驗結(jié)果和仿真結(jié)果的差值主要來自人工堆砌地形、地面特征參數(shù)誤差，以及試驗測量誤差。

通過對樣機試驗結(jié)果分析，該設(shè)計能夠?qū)崿F(xiàn)底盤的自適應(yīng)調(diào)平，滿足丘陵山區(qū)農(nóng)用底盤的作業(yè)要求。

5 結(jié)論

(1)提出了一種農(nóng)用底盤自適應(yīng)調(diào)平方法，利用懸架彈簧可根據(jù)地形變化實時吸收和釋放能量進行實時動態(tài)調(diào)平，減小底盤側(cè)傾角和俯仰角。

(2)設(shè)計了一種自適應(yīng)調(diào)平懸架及應(yīng)用該懸架的自適應(yīng)調(diào)平底盤，并運用ADAMS對該底盤進行仿真分析，得到底盤參考平谷丘陵山地地面參數(shù)在幅值和波長特定的波形地面上行走作業(yè)時，側(cè)傾角和俯仰角之和可降低60%左右，滿足丘陵山區(qū)農(nóng)用底盤的作業(yè)要求。

(3)自適應(yīng)調(diào)平底盤樣機土槽試驗證明了自適應(yīng)調(diào)平方法的可行性以及仿真分析的正確性，為丘陵山區(qū)農(nóng)用動力底盤推廣應(yīng)用提供了理論參考。

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