高地隙履帶車轉(zhuǎn)向性能試驗

王寶山，王淼森，王萬章,2，種東風，陳 蔣

(1.河南農(nóng)業(yè)大學機電工程學院，河南 鄭州450002； 2.河南糧食作物協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 鄭州 450002)

高地隙履帶車轉(zhuǎn)向性能試驗

王寶山1，王淼森1，王萬章1,2，種東風1，陳 蔣1

(1.河南農(nóng)業(yè)大學機電工程學院，河南 鄭州450002； 2.河南糧食作物協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 鄭州 450002)

針對農(nóng)作物生長后期田間機械化管理作業(yè)需求，設計了一種小型全液壓驅(qū)動的高地隙履帶車。履帶車采用兩側(cè)馬達正反轉(zhuǎn)的方式進行原地轉(zhuǎn)向，為驗證設計方案的合理性，使用AMEsim軟件和集思寶G970高精度GNSS設備對履帶車原地轉(zhuǎn)向性能進行仿真分析和試驗。仿真結果表明：在水泥路和磚砌路穩(wěn)定轉(zhuǎn)向時，兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速分別為-76 r·min-1和81 r·min-1，轉(zhuǎn)速差約為總轉(zhuǎn)速的3.3%，基本可以實現(xiàn)等速正反轉(zhuǎn)。試驗結果表明：使用實時差分衛(wèi)星定位信號可以精確測定履帶轉(zhuǎn)向軌跡，在水泥路和磚砌路履帶車轉(zhuǎn)向半徑均值分別為0.054 m和0.126 m,轉(zhuǎn)向軌跡半徑變異系數(shù)分別為40.969%和64.899%;圓心距離標準差分別為0.093 m和0.017 m。仿真和履帶車試驗表明，采用兩側(cè)行走馬達正反轉(zhuǎn)實現(xiàn)履帶車原地轉(zhuǎn)向的方案可行，履帶車轉(zhuǎn)向半徑較小。

履帶車；轉(zhuǎn)向；差分定位；AMEsim

履帶車轉(zhuǎn)向性能是整車性能的一項重要指標，目前對履帶車轉(zhuǎn)向性能研究主要集中于轉(zhuǎn)向阻力研究，在試驗過程中對扭矩、功率、角速度等參數(shù)進行測定，分析轉(zhuǎn)向阻力受轉(zhuǎn)向機構型式、路面狀況、轉(zhuǎn)向半徑大小等因素的影響。李耀明等[1]設計了一種可以實現(xiàn)不同半徑轉(zhuǎn)向的新型機械式差逆轉(zhuǎn)向機構，并在水泥和稻田環(huán)境中對其扭矩、轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)向半徑進行了試驗測定；遲媛等[2-6]對液壓機械雙流差速機構在不同轉(zhuǎn)向半徑、土壤條件、轉(zhuǎn)向系數(shù)下的載荷比，以及轉(zhuǎn)向時最大驅(qū)動力矩等參數(shù)進行了研究；王紅巖等[7]在考慮滑轉(zhuǎn)和離心力的條件下，對高速履帶車輛各運動學和動力學參數(shù)進行了分析，并與傳統(tǒng)理論結果進行了對比；荊崇波等[8]對液壓差速轉(zhuǎn)向機構的工作原理進行了介紹，并對履帶車輛轉(zhuǎn)向特性臺架試驗的實現(xiàn)方法進行了研究；孫逢春等[9]對履帶車輛斜坡轉(zhuǎn)向時的接地比壓隨各參數(shù)的變化情況進行了研究；魯植雄等[10]、楊磊等[11]、曹付義等[12]對液壓轉(zhuǎn)向系統(tǒng)的控制方法、轉(zhuǎn)向性能仿真和轉(zhuǎn)向系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化進行了研究;芮強等[13]使用數(shù)字羅盤、GPS等設備對履帶車輛在差速大半徑轉(zhuǎn)向時的軌跡進行了測量。針對履帶車轉(zhuǎn)向過程的研究主要是針對非原地轉(zhuǎn)向過程中轉(zhuǎn)向阻力和運動參數(shù)的研究，對原地轉(zhuǎn)向及轉(zhuǎn)向軌跡的研究較少[14-15]。目前，轉(zhuǎn)向機構主要是液壓機械雙流差速機構和純機械的轉(zhuǎn)向機構，其中液壓機械雙流差速機構可以實現(xiàn)各種轉(zhuǎn)向半徑下的無極變速轉(zhuǎn)向，轉(zhuǎn)向適應能力強，但結構較復雜、成本較高。本研究設計的全液壓驅(qū)動履帶車，無差速器、轉(zhuǎn)向器和驅(qū)動橋等機械結構，完全依靠液壓系統(tǒng)實現(xiàn)轉(zhuǎn)向，結構緊湊、操作方便、成本較低，為驗證液壓轉(zhuǎn)向系統(tǒng)設計的可行性和實際轉(zhuǎn)向效果，對轉(zhuǎn)向過程進行了仿真和試驗研究。

1 履帶車結構與工作原理

履帶車采用高地隙車架結構，發(fā)動機、液壓油箱、蓄電池等設置于兩側(cè)履帶總成上方車架(圖1)。履帶車的結構尺寸參照煙草和玉米種植農(nóng)藝要求確定，兩側(cè)履帶中心距1 200 mm，兩側(cè)車架最大寬度低于450 mm,中間車架最大通過高度1 800 mm;履帶車采用無線遙控器操作，可在100 m范圍內(nèi)遙控電磁閥，控制履帶車的行走、轉(zhuǎn)向和作業(yè)機具的啟停。

1.手動溢流閥;2.分流集流閥;3.遙控接收器;4.啟動蓄電池;5.電磁閥蓄電池;6.車架;7.液壓馬達;8.發(fā)動機;9.液壓泵;10.液壓閥塊總成;11.履帶總成;12.液壓油箱。

1.Manual hydraulic relief valve; 2.Dividing-combining valve; 3.Remote signal receiver; 4.Starting storage battery; 5.Solenoid valve battery; 6.Frame; 7.Hydraulic motor; 8.Engine; 9.Hydraulic pump; 10.Hydraulic valve block assembly; 11.Track assembly; 12.Hydraulic tank.

圖1履帶車的結構
Fig.1Sketchmapofthetrackedvehicle

2 液壓系統(tǒng)的設計

2.1液壓系統(tǒng)原理

汽油機經(jīng)聯(lián)軸器帶動液壓泵，液壓油經(jīng)電磁閥帶動行走液壓馬達和作業(yè)機具液壓缸(圖2)。三位四通電磁閥控制履帶車前進、后退和急停，調(diào)速閥控制履帶車行進速度，分流集流閥可以提高履帶車行駛的直線性。行進過程中需要轉(zhuǎn)向時，遙控其中一個二位四通電磁閥使對應側(cè)液壓馬達反轉(zhuǎn)；可通過控制電磁閥連續(xù)通電時間，實現(xiàn)履帶車原地轉(zhuǎn)向和小角度轉(zhuǎn)向。常閉型電磁溢流閥，未通電時作為普通的溢流閥使用，限定液壓系統(tǒng)最大壓力，遙控電磁溢流閥通電時實現(xiàn)系統(tǒng)卸荷；單向閥和手動溢流閥用于減輕履帶車急停和轉(zhuǎn)向時的液壓沖擊。

2.2行走阻力計算

根據(jù)仿真參數(shù)的需要，對履帶車轉(zhuǎn)向過程中兩側(cè)履帶的阻力和履帶驅(qū)動馬達扭矩進行計算。計算過程中考慮履帶車重心偏移量的影響，由于試驗時履帶車理論速度僅為0.75 m·s-1，可忽略離心力對履帶車牽引力的影響[7]；同時為簡化計算過程，忽略滑轉(zhuǎn)、滑移和車輛轉(zhuǎn)動慣量對兩側(cè)履帶受力的影響，并假設單側(cè)履帶上各點所受地面支持力相同。根據(jù)實際測定的履帶車各零部件質(zhì)量，使用SolidWorks建立履帶車三維模型，評估得出履帶車重心高度、橫向和縱向偏移量分別為583.3 mm、115.7 mm和4.9 mm?？v向偏移量較小，僅考慮橫向偏移量對兩側(cè)履帶所受地面支持力的影響。

1.液壓油箱;2.液壓泵;3.調(diào)速閥;4.三位四通電磁閥;5.液壓缸;6.分流集流閥;7. 二位四通電磁閥;8.單向閥;9.液壓馬達;10.手動溢流閥;11.電磁溢流閥。

1.Hydraulic tank; 2.Hydraulic pump; 3.Speed control valve; 4.3 position 4 port hydraulic valve; 5.Hydraulic cylinder; 6.Dividing-combining valve; 7.2 position 4 port hydraulic valve; 8. Check valve; 9. Hydraulic motor; 10.Manual hydraulic relief valve; 11.Signal operated hydraulic relief valve.

圖2液壓系統(tǒng)原理圖
Fig.2Schematicdiagramofhydraulicsystem

(1)

FN1+FN2=m×g

(2)

式中：FN1為左側(cè)履帶受地面支持力，N；FN2為右側(cè)履帶受地面支持力，N；e為重心橫向偏移距離, 取值為115.7 mm；B為履帶中心距, 取值為1 200 mm；m為履帶車質(zhì)量, 取值為500 kg；g為重力加速度,取值為9.8 m·s-2。將以上參數(shù)代入公式(1)、(2)求得FN1、FN2分別為1 977.56、2 922.44 N。

(3)

式中：Fi為原地轉(zhuǎn)向時內(nèi)外側(cè)履帶所受總阻力,N；i取1和2時分別對應左側(cè)和右側(cè)履帶；f為滾動阻力系數(shù), 取值為0.05；L為履帶接地長度，取值為1 500 mm;μmax為單邊制動時轉(zhuǎn)向阻力系數(shù)，水泥路面和磚砌路面轉(zhuǎn)向阻力系數(shù)μmax分別取值0.6和0.7，將FN1、FN2、f、μmax代入公式(3)計算得出，水泥路面轉(zhuǎn)向時左側(cè)和右側(cè)履帶阻力分別為-1 179.76 N和1 227.00 N；磚砌路面轉(zhuǎn)向時左側(cè)和右側(cè)履帶阻力分別為-1 359.91 N和1 407.15 N。

(4)

式中：M為液壓馬達理論扭矩,N·m；R為驅(qū)動輪半徑，取值為0.095 m；η1為液壓馬達機械效率, 取值為0.9；η2為履帶行走機構效率, 取值為0.7。將R、η1、η2及公示(3)計算所得的阻力值代入公式(4)計算得出,水泥路面轉(zhuǎn)向時左側(cè)和右側(cè)履帶扭矩值分別為-177.90 N·m和185.02 N·m;磚砌路面轉(zhuǎn)向時左側(cè)和右側(cè)履帶扭矩值分別為-205.06 N·m和212.19 N·m。

3 液壓系統(tǒng)仿真

使用AMEsim軟件建立液壓系統(tǒng)仿真模型(圖3)。由于在原地轉(zhuǎn)向過程中，圖2中的調(diào)速閥、液壓缸及與控制液壓缸的三位四通電磁閥未工作，為簡化仿真過程，仿真模型中未包含以上3個液壓元件。

1.動力源;2.液壓泵;3.電磁溢流閥;4.信號控制器;5.三位四通電磁閥;6.單向閥;7.液壓馬達;8. 二位四通電磁閥;9.液壓油源;10.扭矩發(fā)生器;11.旋轉(zhuǎn)負載;12.手動溢流閥;13.分流集流閥。1.Power source; 2.Hydraulic pump; 3.Signal operated hydraulic relief valve; 4.Signal controller; 5.3 position 4 port hydraulic valve; 6.Check valve; 7.Hydraulic motor; 8.2 position 4 port hydraulic valve; 9.Hydraulic oil source;10.Rotary friction torque generator; 11.Rotary load; 12.Manual hydraulic relief valve; 13.Dividing-combining valve.

圖3液壓系統(tǒng)仿真模型
Fig.3Simulationmodelofhydraulicsystem

理想狀態(tài)下，以履帶車設計車速原地轉(zhuǎn)向一周所需時間為5 s，當轉(zhuǎn)向信號持續(xù)時間大于5 s時，履帶車原地轉(zhuǎn)向；考慮到實際中存在滑轉(zhuǎn)、滑移，同時為了解仿真過程中轉(zhuǎn)速穩(wěn)定所需時間，將仿真時間設定為10 s,在仿真全過程中施加轉(zhuǎn)向信號。仿真系統(tǒng)中使用HM46液壓油，液壓泵排量為14 mL·r-1，轉(zhuǎn)速為1 800 r·min-1，液壓馬達排量為160 mL·r-1，溢流閥調(diào)定壓力為16 MPa。

仿真結果如圖4所示。由仿真結果可知，在水泥路和磚砌路原地轉(zhuǎn)向時，左側(cè)馬達轉(zhuǎn)速分別為80.91、80.96 r·min-1，右側(cè)馬達轉(zhuǎn)速分別為75.70、75.75 r·min-1。兩種地面狀況，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定時同一側(cè)馬達轉(zhuǎn)速差不大于0.05 r·min-1；同一種地面狀況時，兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速差均為5.21 r·min-1，轉(zhuǎn)速差約為總轉(zhuǎn)速的3.3%。分析可知，不同工況時同一馬達轉(zhuǎn)速變化較小，說明轉(zhuǎn)向過程分流集流閥兩出油口流量受負載大小影響較小，分流效果穩(wěn)定；同一工況中兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速差較大的原因在于液壓系統(tǒng)流量較小，僅為所選分流集流閥額定流量的50.4%，由分流集流閥工作特性知，實際流量與額定流量比值越小分流精度越低，補充仿真發(fā)現(xiàn)當系統(tǒng)流量達到分流集流閥額定流量的80%時，兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速差為總轉(zhuǎn)速的1.1%。因此，選用更大排量的液壓泵或者選用更小流量的分流集流閥，有利于提高轉(zhuǎn)向過程中履帶車兩側(cè)液壓馬達的同步性。

(a)水泥路原地轉(zhuǎn)向兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速仿真; (b) 磚砌路原地轉(zhuǎn)向兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速仿真。 (a) Pivot steering speed simulation of two motors on cement road； (b) Pivot steering speed simulation of two motors on brick road.

4 履帶車原地轉(zhuǎn)向試驗

在河南農(nóng)業(yè)大學機電工程學院實習工廠內(nèi)水泥地面和磚砌地面進行原地轉(zhuǎn)向性能試驗。試驗設備：集思寶G970高精度GNSS設備、藍牙模塊、筆記本電腦。集思寶G970系統(tǒng)包含移動站、基準站,能夠提供經(jīng)實時差分的厘米級定位信息。試驗方法：為保證采集到足夠信息點，將G970系統(tǒng)采樣頻率設置為最大值5 Hz。試驗時移動站安裝在履帶車上，經(jīng)藍牙模塊與計算機上的串口調(diào)試軟件建立通信，使用串口調(diào)試軟件記錄軌跡信息；后期對軌跡信息中經(jīng)緯度信息進行提取，經(jīng)高斯投影正算公式換算和整理，使用Mathematica擬合轉(zhuǎn)向圓軌跡，擬合圓半徑為移動站相位中心到轉(zhuǎn)向軌跡圓心的距離[16]。移動站安裝位置、履帶車試驗過程如圖5所示，圖5(a)中O、O1、O2分別為履帶車接地面幾何中心、履帶車質(zhì)量中心及移動站相位中心，相位中心距幾何中心距離a、b分別為0.568 m、0.436 m,相位中心距地高度1.644 m。由于移動站安裝高度較高以及車輛運行過程中振動較大，為驗證定位精度，首先在怠速條件下進行靜態(tài)點的采集，共計采集111個數(shù)據(jù)點，解析發(fā)現(xiàn)數(shù)據(jù)點全部分布在直徑為2 cm的圓內(nèi)，測定精度較高，可以滿足試驗要求。履帶車接地面幾何中心轉(zhuǎn)向軌跡半徑與移動站相位中心轉(zhuǎn)向軌跡半徑之間關系如公式(5)所示。

(a) 移動站安裝示意圖；(b)履帶車原地轉(zhuǎn)向試驗。 (a) Schematic diagram of the installation of mobile station;(b)Pivot steering test of tracked vehicle.

(5)

式中：a為移動站相位中心與履帶車接地面幾何中心縱向距離,為0.568 m；b為移動站相位中心與履帶車接地面幾何中心橫向距離,為0.436 m。

履帶車在水泥路和磚砌路原地轉(zhuǎn)向軌跡如圖6所示，由圖6可知，水泥路轉(zhuǎn)向時車輛滑移明顯，磚砌路則無明顯滑移。

轉(zhuǎn)向圓軌跡參數(shù)如表1所示，可知履帶車幾何中心轉(zhuǎn)向軌跡半徑平均值分別為0.054 m和0.126 m，轉(zhuǎn)向半徑較小，履帶車能夠很好地實現(xiàn)原地轉(zhuǎn)向；與磚砌路相比,在水泥路上履帶車原地轉(zhuǎn)向時轉(zhuǎn)向半徑更小且半徑值更穩(wěn)定，但轉(zhuǎn)向軌跡圓心滑移程度更大。

(a) 水泥原地轉(zhuǎn)向軌跡；(b) 磚砌路原地轉(zhuǎn)向軌跡。 (a) Turning track on cement road;(b) Turning track on brick road.

表1 履帶車轉(zhuǎn)向軌跡參數(shù)Table 1 Turning parameters of tracked vehicle

5 結論

1)履帶車采用兩側(cè)驅(qū)動馬達正反轉(zhuǎn)實現(xiàn)原地轉(zhuǎn)向的方案可行，在水泥和磚砌地面原地轉(zhuǎn)向時分流集流閥能夠較好地實現(xiàn)等量分流，兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速差約為總轉(zhuǎn)速的3.3%；可采用適當提高液壓系統(tǒng)實際流量的方法進一步提高兩側(cè)馬達轉(zhuǎn)速的一致性。

2)使用實時差分的衛(wèi)星定位信號記錄履帶車轉(zhuǎn)向軌跡的方案可行，測定精度可以達到2 cm；借助Mathematica數(shù)據(jù)分析軟件進行后處理，可以方便地確定轉(zhuǎn)向軌跡圓心和半徑。

3)相比于磚砌路，在水泥路上履帶車原地轉(zhuǎn)向半徑值更小且更穩(wěn)定，但圓心偏移程度更大。

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(責任編輯：蔣國良)

Steeringperformancetestofhighclearancetrackedvehicle

WANG Baoshan1, WANG Miaosen1, WANG Wanzhang1,2, CHONG Dongfeng1, CHEN Jiang1

(1.College of Mechanical and Electrical Engineering, Henan Agricultural University, Zhengzhou 450002, China； 2.Collaborative Innovation Center of Henan Grain Crops, Zhengzhou 450002, China)

A small high clearance tracked vehicle with remote control and full hydraulic drive was designed.It was designed to complete the agricultural mechanization management in the later growth stage of crops. Pivot steering of the vehicle used the way of positive inversion of two hydraulic motors. In order to verify whether the pivot steering design scheme was reasonable, AMEsim software and Unistrong’s G970 Multi-frequency GNSS system were used to do the simulation analysis and prototype test. The simulation results showed that the left motor speed was about -76 r·min-1and the right motor speed was about 81 r·min-1on both the cement road and brick road. Speed difference was about 3.3% of the total speed, which could basically achieve the equal speed positive inversion. The prototype experiment showed that the pivot steering trajectories of the vehicle could be accurately determined by using the real-time differential satellite positioning signal.The radii of the pivot steering trajectories were 0.054 m and 0.126 m respectively in cement road and brick road.The coefficients of variation of radii were 40.969% and 64.899% respectively.The standard deviations of center distance were 0.093 m and 0.017 m respectively. The simulation and prototype test showed that it was feasible to use the way of positive inversion of two hydraulic motors to achieve pivot steering, and the steering radius was small.

tracked vehicle; steering; differential positioning; AMEsim

S224.4

：A

2016-10-11

河南省現(xiàn)代農(nóng)業(yè)產(chǎn)業(yè)技術體系玉米全程機械化崗位專項(S10-02-G07/2016)；河南省煙草公司科技專項(HYKJ1206/2016)

王寶山(1992-)，男，河南沈丘人，碩士研究生，主要從事新型農(nóng)業(yè)機械設計與性能試驗。

王萬章(1963-)，男，河南孟津人，教授，博士生導師。

1000-2340(2017)03-0335-06