吉旭，唐勇，林蜀云，張德俊，張?zhí)A，徐衛(wèi)平

(1. 貴州師范大學(xué)機(jī)械與電氣工程學(xué)院，貴陽(yáng)市，550025；2. 貴州省山地農(nóng)業(yè)機(jī)械研究所，貴陽(yáng)市，550000)

0 引言

近年來(lái)，辣椒作為貴州省“十四五”規(guī)劃中十二個(gè)特色優(yōu)勢(shì)扶貧產(chǎn)業(yè)之一，種植面積居全國(guó)第一[1-2]。辣椒采摘期短，刺激皮膚，人工收獲效率低、成本高，機(jī)械化收獲是實(shí)現(xiàn)貴州省辣椒全程機(jī)械化的關(guān)鍵[3]。目前制約貴州山地辣椒機(jī)械化收獲的原因主要有：一是喀斯特地形阻礙了農(nóng)業(yè)機(jī)械化發(fā)展；二是辣椒種植分散、雜亂，規(guī)模?。蝗乾F(xiàn)有辣椒收獲設(shè)備和技術(shù)不適用于貴州山地和土壤[4]。

國(guó)內(nèi)外廣泛使用的辣椒收獲機(jī)不能完全符合貴州山地地形和土壤類型。美國(guó)十方和Pik-Rite兩個(gè)公司生產(chǎn)的辣椒收獲機(jī)功能齊全，收獲的辣椒品質(zhì)高、含雜少、破損率低，但體型龐大，不適用于山地丘陵作業(yè)[5-6]。國(guó)內(nèi)辣椒收獲機(jī)發(fā)展相對(duì)滯后，以4JZ-3600A自走式辣椒收獲機(jī)和雷神4JZ-2300型辣椒收獲機(jī)為代表，機(jī)器結(jié)構(gòu)緊湊、配置合理，可一次性完成辣椒的采摘、輸送和收集[7-9]。陳長(zhǎng)林等[10]設(shè)計(jì)的刷輥式辣椒收獲機(jī)、黃曉鵬等[11]設(shè)計(jì)的滾筒彈齒式辣椒收獲機(jī)以及張祥軍等[12]設(shè)計(jì)的梳指式辣椒收獲機(jī)均采用輪式底盤。輪式辣椒收獲機(jī)雖在新疆、河北和河南等平地取得良好的推廣應(yīng)用，但輪式底盤與地面為線接觸，接觸面積較小，在丘陵山地這種非結(jié)構(gòu)化的黏土地面上行走時(shí)存在穩(wěn)定性差、容易發(fā)生傾翻等問(wèn)題[13]。

履帶底盤具有接地面積大、接地比壓小、附著性能好、爬坡能力強(qiáng)、轉(zhuǎn)彎半徑小等特點(diǎn)，在農(nóng)業(yè)機(jī)械上得到廣泛應(yīng)用，而基于履帶底盤的動(dòng)力學(xué)分析也受到越來(lái)越多的關(guān)注。歐陽(yáng)益斌[14]針對(duì)丘陵山地果林深松作業(yè)效率低、通過(guò)性差等問(wèn)題，分析了深松機(jī)具及其履帶底盤的受力情況，并基于RecurDyn軟件進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)仿真試驗(yàn)。王峰[15]利用RecurDyn對(duì)履帶底盤進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真分析，進(jìn)一步論證了履帶底盤在丘陵山地果園中的良好應(yīng)用效果?；谫F州山地地形的復(fù)雜性及土質(zhì)的特殊性，本文以山地履帶自走式辣椒收獲機(jī)為研究對(duì)象，利用RecurDyn對(duì)收獲機(jī)底盤在橫坡行駛、縱坡行駛、翻越垂直壁和跨越壕溝過(guò)程進(jìn)行仿真，并通過(guò)田間試驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證仿真分析結(jié)果，以期為山地辣椒實(shí)現(xiàn)機(jī)械化收獲提供理論和實(shí)踐基礎(chǔ)。

1 整機(jī)結(jié)構(gòu)

根據(jù)貴州辣椒種植農(nóng)藝、地形和土壤等實(shí)際情況，確定收獲機(jī)行走裝置為具有更高穩(wěn)定性和通過(guò)性的倒梯形履帶底盤。整機(jī)由采摘裝置、輸送裝置、清選裝置、收集裝置和行走裝置組成，可一次性完成辣椒的采摘、輸送、清選和收集，收獲機(jī)尺寸為5 570 mm×1 852 mm×3 372 mm,結(jié)構(gòu)如圖1所示。收獲機(jī)作業(yè)時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力傳送到行走系統(tǒng)，驅(qū)動(dòng)底盤行駛，液壓缸調(diào)整采摘裝置位置，液壓馬達(dá)驅(qū)動(dòng)采摘滾筒轉(zhuǎn)動(dòng), 滾筒上的彈齒拉動(dòng)辣椒并克服辣椒與莖干間的連接力,使辣椒從莖干上脫離[16]。采摘后的辣椒通過(guò)滾筒轉(zhuǎn)動(dòng)被拋送至輸送帶，經(jīng)過(guò)清選后輸送到料箱，完成采摘。當(dāng)辣椒收裝至集料箱體積三分之二時(shí)，液壓缸舉升集料箱進(jìn)行卸料，完成收獲全過(guò)程。

圖1 收獲機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

收獲機(jī)履帶底盤主要由支架、驅(qū)動(dòng)輪、導(dǎo)向輪、拖帶輪、支重輪、游離三角和張緊裝置等部件組成，整體尺寸為1 800 mm×350 mm×580 mm，結(jié)構(gòu)如圖2所示，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖2 履帶底盤結(jié)構(gòu)示意圖

表1 履帶底盤結(jié)構(gòu)參數(shù)

辣椒收獲機(jī)底盤運(yùn)動(dòng)時(shí)，驅(qū)動(dòng)輪將液壓馬達(dá)的能量轉(zhuǎn)化為底盤行駛的動(dòng)能，拖帶輪起到支撐履帶的作用，導(dǎo)向輪和張緊裝置保證了履帶的卷繞方向并承受行駛時(shí)履帶受到的沖擊力。支重輪通過(guò)游離三角與車架鉸接，其位置可根據(jù)地形的變化進(jìn)行調(diào)節(jié)，避免了支重輪懸空時(shí)對(duì)底盤產(chǎn)生的載荷分布不均，從而提高了底盤的穩(wěn)定性[17]。

2 底盤穩(wěn)定性及通過(guò)性分析

山地履帶自走式辣椒收獲機(jī)底盤需要具有良好的通過(guò)性和行駛平順性[18-19]。為簡(jiǎn)化分析，將機(jī)體受到的作用力分解在沿橫向和縱向兩個(gè)方向，即從橫坡和縱坡兩個(gè)方向分別討論其不同工況下的行駛穩(wěn)定性[20]，從翻越垂直壁和跨越壕溝兩個(gè)方面分別討論其通過(guò)性。

2.1 穩(wěn)定性分析

收獲機(jī)在橫坡上行駛時(shí)受自身的重力、坡面的支撐力和地面的摩擦力，受力分析如圖3所示。

圖3 辣椒收獲機(jī)橫坡行駛受力簡(jiǎn)圖

注：O為質(zhì)心；G為重力；α為橫向坡度；S為軌距；e為質(zhì)心偏移量；h為質(zhì)心高度；N1,N2為地面對(duì)左右支重輪沿橫向方向的支撐力；f1,f2為地面對(duì)履帶的摩擦力。

在橫坡上勻速行駛，當(dāng)坡度超過(guò)極限時(shí)，底盤側(cè)向附著力會(huì)小于重力的下滑分量，收獲機(jī)將發(fā)生側(cè)滑或側(cè)翻[21]。由經(jīng)驗(yàn)公式得最大滑移坡度臨界值an需要滿足關(guān)系式

φGcosαn=Gsinαn

(1)

式中：φ——附著系數(shù)；

an——最大坡度。

當(dāng)收獲機(jī)在橫坡上穩(wěn)定行駛時(shí)，車體受力平衡，對(duì)A點(diǎn)取力矩可得

N2S-Gcosα(0.5S+e)+Ghsinα=0

(2)

式(2)化簡(jiǎn)后得

(3)

可知車體發(fā)生側(cè)翻的臨界條件是N2=0，即穩(wěn)定行駛條件為Gcosα(0.5S+e)-Ghsinα>0，設(shè)αmax為車體在橫坡上穩(wěn)定行駛的極限坡度，且e=0，則分析可得

(4)

收獲機(jī)縱向上坡和下坡時(shí)受自身的重力、坡面的支撐力和地面的摩擦力，受力分析如圖4所示。

(a) 上坡

注：β為縱向坡度；m為支重輪C與支持力N3間的距離；L為前后支重輪間距；a,b為支重輪與質(zhì)心位置的橫向距離；N3,N4為地面對(duì)履帶底盤的支持力；F為地面對(duì)履帶的摩擦力。

收獲機(jī)在縱坡上穩(wěn)定上坡時(shí)，整車受力平衡，對(duì)支重輪C列力矩方程可得

N3m-Gacosβ+Ghsinβ=0

(5)

由于整車受力平衡，因此在垂直于斜坡方向上的合力為零，即N3=Gcosβ，代入式(5)得

(6)

當(dāng)坡度β超過(guò)一定的限度時(shí)，車體將發(fā)生傾翻，因此車體發(fā)生傾翻的臨界條件是m=0，即

acosβ-hsinβ=0

(7)

則縱向上坡最大坡度角

βmax上=arctan(a/h)=28°

(8)

同理，縱向下坡最大坡度角

βmax下=arctan(b/h)=21.5°

(9)

2.2 翻越垂直壁通過(guò)性分析

底盤在翻越垂直障礙物時(shí)，翻越過(guò)程包括底盤前端越障、支持段履帶越障和機(jī)體質(zhì)心越過(guò)障礙物[22]。底盤前端越障是指底盤導(dǎo)向輪與障礙物邊緣接觸時(shí)，履帶在牽引力的作用下轉(zhuǎn)動(dòng)，底盤持續(xù)行駛到底盤前支重輪爬上障礙物的過(guò)程。支持段履帶越障階段是指前進(jìn)過(guò)程中底盤與地面的夾角逐漸增大，機(jī)體質(zhì)心不斷上升且緩慢前移，質(zhì)心與障礙物的垂直面重合時(shí)的過(guò)程。機(jī)體質(zhì)心越過(guò)障礙物階段是指底盤落到障礙物的水平表面到越障完成過(guò)程。質(zhì)心與障礙物垂直面重合時(shí)的臨界狀態(tài)如圖5所示。

圖5 底盤翻越垂直壁臨界狀態(tài)

注：θ1為底盤極限偏轉(zhuǎn)角度；H為底盤極限越障高度；r1為驅(qū)動(dòng)輪半徑，r2為支重輪半徑，h1為導(dǎo)向輪高度；L1為驅(qū)動(dòng)輪到導(dǎo)向輪的距離；N5為障礙物對(duì)底盤的支撐力。

底盤翻越最大高度的臨界狀態(tài)時(shí)，整車受力平衡，對(duì)支重輪E列力矩方程

(10)

底盤達(dá)最大臨界越障高度的臨界條件為N4=0，則

(11)

其中，履帶極限偏轉(zhuǎn)角度

(12)

越障高度表達(dá)式

(13)

θ=30°時(shí)，實(shí)際越障高度

H實(shí)=min(h1,h(θ)max)=530 mm

(14)

0<θ<θ1，最大高度不得超過(guò)底盤前輪中心離地高度。

2.3 跨越壕溝通過(guò)性分析

底盤跨越壕溝寬度與其質(zhì)心位置、支持段履帶長(zhǎng)度、支重輪大小和行駛速度有關(guān)[23]。機(jī)體水平跨越壕溝，當(dāng)其質(zhì)心與壕溝近側(cè)邊界線垂直面重合時(shí)，履帶發(fā)生偏轉(zhuǎn)，底盤前支重輪與壕溝的遠(yuǎn)側(cè)邊界線接觸，此時(shí)壕溝寬度為機(jī)體跨越壕溝臨界寬度，如圖6所示。

圖6 底盤跨越壕溝臨界狀態(tài)

機(jī)體質(zhì)心越過(guò)壕溝遠(yuǎn)側(cè)邊界線后，底盤落在壕溝遠(yuǎn)側(cè)的水平路面上，跨溝完成。

收獲機(jī)履帶底盤跨越壕溝最大寬度

(15)

3 底盤動(dòng)力學(xué)模型的建立

底盤動(dòng)力學(xué)建模時(shí)，由于本身的零件和自由度數(shù)量過(guò)多，使用傳統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程無(wú)法對(duì)其進(jìn)行推導(dǎo)。目前常見的動(dòng)力學(xué)建模研究方法分別有牛頓—?dú)W拉(Newton-Euler)法、拉格朗日(Lagrange)法、凱恩(Kane)法以及羅伯遜—維登伯格(Roberson-Wittenberg)法等，其中前兩種方法最為常用。利用牛頓—?dú)W拉法建立動(dòng)力學(xué)方程時(shí)推導(dǎo)過(guò)程較為簡(jiǎn)單，但需要隔離機(jī)體中的每一個(gè)剛體，且每個(gè)剛體相互間都存在著約束力，建立的方程較多。利用拉格朗日法建立動(dòng)力學(xué)方程時(shí)，基于系統(tǒng)能量的概念，以簡(jiǎn)單的形式表達(dá)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)狀態(tài)，方程較少，但推導(dǎo)過(guò)程較為復(fù)雜。綜合，選用拉格朗日法來(lái)建立底盤動(dòng)力學(xué)方程，并利用RecurDyn中的Track(LM)模塊對(duì)整機(jī)進(jìn)行參數(shù)化建模并完成裝配。

3.1 約束力的設(shè)置

將收獲機(jī)三維模型從SolidWorks中簡(jiǎn)化后導(dǎo)入RecurDyn，得到收獲機(jī)動(dòng)力學(xué)仿真模型。定義各部件之間的約束，底盤和車體各部件間的約束關(guān)系如表2所示。

表2 各部件間約束關(guān)系

3.2 驅(qū)動(dòng)函數(shù)的設(shè)置

在RecurDyn中建立三維模型和設(shè)置路面環(huán)境后，根據(jù)收獲機(jī)實(shí)際行駛的不同檔位速度對(duì)履帶兩側(cè)的驅(qū)動(dòng)輪添加驅(qū)動(dòng)函數(shù)[24]。Ⅰ擋速度為1.8 km/h,設(shè)置的驅(qū)動(dòng)函數(shù)為STEP(TIME,0,0D,0,-400D)；Ⅱ擋速度為3.9 km/h,設(shè)置的驅(qū)動(dòng)函數(shù)為STEP(TIME,0,0D,0,-867D)；Ⅲ擋的速度為5.3 km/h,設(shè)置的驅(qū)動(dòng)函數(shù)為STEP(TIME,0,0D,0,-1 178D)。

3.3 路面模型的建立

根據(jù)經(jīng)典土壤力學(xué)理論[25]得到黏土路面物理性能參數(shù)如表3。土壤的承壓和剪切力學(xué)特性參數(shù)直接影響履帶底盤的通過(guò)性和牽引性，為了給收獲機(jī)提供更準(zhǔn)確的地面力學(xué)模型，采用M.G.Bekker壓力—沉陷關(guān)系模型進(jìn)行模擬[26-27]，即

表3 黏土路面物理性能參數(shù)

(16)

式中：P——接地比壓，kPa；

Z——土壤沉陷量，m；

n——土壤變形指數(shù)；

B——承載面的短邊，m；

kc——粘聚變形模量，kN/(mn+1)；

kφ——摩擦變形模量，kN/(mn+2)。

4 動(dòng)力學(xué)仿真分析

底盤的穩(wěn)定性體現(xiàn)在橫坡和縱坡的行駛狀況，通過(guò)性體現(xiàn)在跨越壕溝和翻越垂直障礙物的能力[28-29]。通過(guò)理論分析計(jì)算和整機(jī)滿載動(dòng)力學(xué)仿真試驗(yàn)，得出不同路況下的理論計(jì)算結(jié)果和仿真結(jié)果如表4所示。分析仿真中收獲機(jī)側(cè)向偏移量、俯仰角和質(zhì)心垂向速度的變化，得出機(jī)體在不同路況下的行駛狀況。

表4 不同路況理論及仿真結(jié)果

4.1 橫坡行駛

收獲機(jī)在長(zhǎng)度為100 m，坡度為15°、20°和25°的黏土橫坡上仿真時(shí)的機(jī)體側(cè)向偏移量如圖7所示。

圖7 不同坡度下車體側(cè)向偏移量

根據(jù)GB/T 15370.4—2012，收獲機(jī)偏移量不得超過(guò)6%。分析圖8可知，收獲機(jī)在15°和20°橫坡上行駛時(shí)，滑移量分別為1.27%和4.84%；收獲機(jī)在25°橫坡上行駛時(shí)，行駛一段時(shí)間后出現(xiàn)急劇滑移并發(fā)生側(cè)向傾翻，滑移量高達(dá)7.38%。試驗(yàn)結(jié)果表明，收獲機(jī)在坡度為25°的橫坡上行駛時(shí)存在橫向附著力較小，容易發(fā)生傾翻等問(wèn)題，出于安全性能考慮，收獲機(jī)應(yīng)在小于20°的橫坡上行駛。

4.2 縱坡行駛

在20°的黏土縱坡上，對(duì)機(jī)體不同檔位下的縱向上坡過(guò)程進(jìn)行仿真，仿真時(shí)長(zhǎng)為25 s，步長(zhǎng)為1 000步，得到不同檔位下俯仰角和質(zhì)心垂向速度的變化如圖8所示。

分析圖8(a)可知，機(jī)體以Ⅰ擋上坡時(shí)，0～6 s內(nèi)在平地上加速啟動(dòng)，俯仰角在0°上下波動(dòng)；6～18 s機(jī)體處于上坡階段，先從平地過(guò)渡到斜坡，俯仰角隨之上升到22°，爬上斜坡后，俯仰角在20°左右；18～25 s機(jī)體上坡完成并在高處水平面上行駛，俯仰角回到0°附近。由圖8(b)可知，機(jī)體在行駛過(guò)程中發(fā)生抖動(dòng)導(dǎo)致質(zhì)心垂向速度出現(xiàn)了正負(fù)值變化，當(dāng)機(jī)體以Ⅰ擋上坡時(shí)，速度最大值為749.4 mm/s；以Ⅱ擋上坡時(shí)，速度最大值為1 381.4 mm/s；以Ⅲ擋上坡時(shí)，機(jī)體發(fā)生傾翻。由此可見，上坡時(shí)速度越大則時(shí)間越短，但速度越大質(zhì)心垂向速度波動(dòng)也越大，底盤穩(wěn)定性越差，機(jī)體極易發(fā)生傾翻。因此，機(jī)體縱向上坡時(shí)應(yīng)以低速擋行駛。

(a) 俯仰角變化

在15°的黏土縱坡上，對(duì)機(jī)體不同檔位的下坡過(guò)程進(jìn)行仿真，仿真時(shí)長(zhǎng)為20 s，步長(zhǎng)為1 000步，得到不同檔位下俯仰角和質(zhì)心垂向速度的變化如圖9所示。

(a) 俯仰角變化

分析圖9可知，機(jī)體以Ⅰ擋下坡時(shí)，0～6 s內(nèi)在平地上加速啟動(dòng)，此時(shí)俯仰角在0°上下波動(dòng)；6～10 s從平地過(guò)渡到斜坡，俯仰角最小值達(dá)-28°；10～16 s在斜坡上勻速下坡，俯仰角在-16°左右；16～20 s完成下坡動(dòng)作，隨后過(guò)渡到低處水平面上繼續(xù)行駛，俯仰角為0°，質(zhì)心垂向速度最大值為260 mm/s，最小值為-1 536 mm/s。機(jī)體以Ⅱ擋下坡時(shí)，俯仰角波動(dòng)較大，最大值達(dá)到20.2°，最小值為33.3°，質(zhì)心垂向速度最大值為1 237.7 mm/s，最小值為-2 696.4 mm/s。機(jī)體以Ⅲ擋下坡時(shí)發(fā)生傾翻。由仿真得，機(jī)體縱向下坡時(shí)速度越大時(shí)間越短，質(zhì)心垂向速度波動(dòng)也越大，底盤穩(wěn)定性越差，機(jī)體極易發(fā)生傾翻。因此，機(jī)體縱向下坡時(shí)應(yīng)以低速擋行駛。

4.3 翻越垂直壁

在450 mm高的垂直壁黏土路面上，機(jī)體以不同檔位進(jìn)行翻越垂直壁仿真，仿真時(shí)長(zhǎng)為10 s，步長(zhǎng)為1 000 步，得到不同檔位下俯仰角和質(zhì)心垂向速度的變化如圖10所示。

(a) 俯仰角變化

收獲機(jī)在翻越垂直壁時(shí)，要保證翻過(guò)垂直壁后機(jī)體還能恢復(fù)到在平地上行駛。分析圖10(a)可知，機(jī)體以Ⅰ擋翻越垂直壁時(shí)最大俯仰角為14.8°，以Ⅱ擋翻越時(shí)的最大俯仰角16.6°，可見機(jī)體在Ⅰ、Ⅱ擋位下能夠順利通過(guò)450 mm的垂直壁障礙并且恢復(fù)平地行駛狀態(tài)。機(jī)體在Ⅲ擋下越障時(shí)由于俯仰角超過(guò)了底盤的縱向傾翻角，機(jī)體發(fā)生傾翻。分析圖10(b)可知，機(jī)體以Ⅰ擋越障時(shí)質(zhì)心垂向速度最大值為947.9 mm/s，最小值為-305.4 mm/s；以Ⅱ擋越障時(shí)質(zhì)心垂向速度最大值為815.6 mm/s，最小值為-481 mm/s，可見機(jī)體以Ⅰ擋越障時(shí)更為平緩，低速擋越障更為安全。

4.4 跨越壕溝

機(jī)體以不同檔位速度通過(guò)700 mm寬的壕溝時(shí)，仿真結(jié)果如圖11所示，仿真時(shí)長(zhǎng)為10 s，步長(zhǎng)為1 000步。

(a) 俯仰角變化

收獲機(jī)在跨越壕溝時(shí)，要保證跨過(guò)壕溝后還能恢復(fù)到在平地上行駛。分析圖11(a)可知，機(jī)體以Ⅰ擋跨越壕溝時(shí)最大俯仰角為-9.37°，以Ⅱ擋跨越壕溝時(shí)最大俯仰角為-7.99°，機(jī)體以Ⅰ、Ⅱ擋位能夠順利跨越700 mm寬的壕溝。當(dāng)以Ⅲ擋跨越壕溝時(shí)，由于速度過(guò)大，機(jī)體前支重輪在垂直方向上的位移遠(yuǎn)大于水平方向，在慣性力的作用下，機(jī)體前部落入壕溝，跨溝失敗。分析圖11(b)可知，機(jī)體以Ⅰ擋跨越壕溝時(shí)質(zhì)心垂向速度最大值為532.8 mm/s，最小值為-421.5 mm/s；以Ⅱ擋跨越壕溝時(shí)質(zhì)心垂向速度最大值為591.2 mm/s，最小值為-662 mm/s。機(jī)體在以Ⅱ擋跨越壕溝時(shí)的質(zhì)心垂向速度波動(dòng)比Ⅰ擋時(shí)大，表明在機(jī)體低速擋下跨越壕溝更為平緩，應(yīng)控制跨越壕溝速度在Ⅰ到Ⅱ擋之間。

5 田間試驗(yàn)

試驗(yàn)?zāi)康模簩?duì)貴州山地履帶自走式辣椒收獲機(jī)在縱向上坡、翻越垂直壁和跨越壕溝等方面的性能進(jìn)行試驗(yàn)，驗(yàn)證其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和技術(shù)參數(shù)的合理性，分析收獲機(jī)在行駛穩(wěn)定性和通過(guò)性方面存在的問(wèn)題和不足，并比較與理論計(jì)算和仿真試驗(yàn)間的差異。

試驗(yàn)條件：2021年4月20日于遵義市播州區(qū)辣椒種植基地對(duì)收獲機(jī)進(jìn)行縱向上坡、翻越垂直壁和跨越壕溝試驗(yàn)。試驗(yàn)基地土質(zhì)為黏土，測(cè)得土壤含水率約24%，土壤硬度值約48 N/cm3。

5.1 縱向爬坡試驗(yàn)

本試驗(yàn)對(duì)收獲機(jī)的縱向上坡通過(guò)性進(jìn)行測(cè)試，在試驗(yàn)場(chǎng)地選擇不同坡度的縱坡，收獲機(jī)以不同檔位通過(guò)斜坡，記錄上坡過(guò)程消耗的時(shí)間，上坡試驗(yàn)結(jié)果如圖12所示。

圖12 上坡時(shí)間與坡度角關(guān)系

分析圖12可知，收獲機(jī)以Ⅰ擋進(jìn)行上坡時(shí)，在20°以內(nèi)隨著坡度的緩慢增大上坡時(shí)間無(wú)明顯變化，坡度在20°之后上坡時(shí)間明顯增大，上坡度增加到27°時(shí)達(dá)到最大上坡角度。以Ⅱ擋和Ⅲ擋進(jìn)行上坡時(shí)，機(jī)體本身牽引力較小，在上坡度為20°以后就不能再上坡成功。試驗(yàn)得出的極限上坡度與前文理論計(jì)算得到的極限上坡度28°相比誤差為3.57%，與前文仿真得出的極限上坡度30°相比誤差為10%，誤差產(chǎn)生的原因是理論計(jì)算和仿真時(shí)得到的極限上坡度是在理想環(huán)境下得出的，而實(shí)際的田間土壤濕度大、黏度重，在進(jìn)行上坡時(shí)路面濕滑導(dǎo)致履帶的地面附著力較小。

5.2 翻越垂直壁試驗(yàn)

本試驗(yàn)對(duì)收獲機(jī)翻越不同高度垂直壁進(jìn)行試驗(yàn)，以收獲機(jī)底盤前端接觸垂直壁到底盤后端離開垂直壁的時(shí)間作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。翻越垂直壁田間試驗(yàn)中，當(dāng)以Ⅲ擋越障時(shí)速度過(guò)快會(huì)導(dǎo)致對(duì)底盤的沖擊力過(guò)大，在越障過(guò)程中容易發(fā)生傾翻。因此選擇Ⅰ擋和Ⅱ擋進(jìn)行試驗(yàn)。

表5 不同檔位翻越垂直壁結(jié)果

分析表5可知，當(dāng)通過(guò)時(shí)間超過(guò)10 s為緩慢翻越垂直壁。收獲機(jī)以Ⅰ擋翻越高度為500 mm垂直壁時(shí)機(jī)體越障困難，當(dāng)以Ⅱ擋翻越垂直壁時(shí)，垂直壁高度為450 mm時(shí)機(jī)體越障困難。翻越垂直壁田間試驗(yàn)實(shí)測(cè)值500 mm與理論值530 mm相比誤差為5.66%，與仿真值510 mm相比誤差為1.96%。誤差產(chǎn)生的原因是在田間試驗(yàn)中履帶的地面附著力較小，當(dāng)達(dá)到一定越障高度后，越障過(guò)程中機(jī)體的前端履帶會(huì)被垂直壁的棱頂回，此時(shí)履帶出現(xiàn)打滑現(xiàn)象，導(dǎo)致越障失敗。

5.3 跨越壕溝試驗(yàn)

對(duì)收獲機(jī)進(jìn)行跨越壕溝田間試驗(yàn)時(shí)，以收獲機(jī)底盤前端接觸壕溝近側(cè)到底盤后端離開壕溝遠(yuǎn)側(cè)的時(shí)間作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。使用Ⅲ擋跨越壕溝時(shí)速度過(guò)快會(huì)使機(jī)體受到猛烈撞擊，懸掛壓力猛增，造成懸掛變形，而且Ⅲ擋的牽引力有限，會(huì)導(dǎo)致機(jī)體有陷入壕溝的危險(xiǎn)。因此選擇Ⅰ擋和Ⅱ擋進(jìn)行試驗(yàn)。

表6 不同檔位跨越壕溝結(jié)果

分析表6可知，當(dāng)通過(guò)時(shí)間超過(guò)10 s為緩慢跨越壕溝。當(dāng)不斷加大壕溝寬度至接近理論值時(shí)，收獲機(jī)以Ⅰ擋跨越寬度為980 mm的壕溝時(shí)機(jī)體跨溝困難，收獲機(jī)以Ⅱ擋跨越寬度為950 mm的壕溝時(shí)機(jī)體跨溝困難?？缭胶緶咸镩g試驗(yàn)實(shí)測(cè)值980 mm與理論值 1 059 mm 相比，誤差為7.46%，與仿真值1 020 mm相比，誤差為3.92%。誤差原因是收獲機(jī)實(shí)際跨越壕溝過(guò)程中后支重輪掉入壕溝內(nèi)時(shí)前輪摩擦推力不足導(dǎo)致跨溝失敗。

6 結(jié)論

本文利用RecurDyn對(duì)山地履帶自走式辣椒收獲機(jī)的橫坡行駛、縱坡上坡、縱坡下坡、翻越垂直壁和跨越壕溝等進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，并對(duì)收獲機(jī)進(jìn)行田間試驗(yàn)，得出以下結(jié)論。

1) 對(duì)辣椒收獲機(jī)行駛穩(wěn)定性及通過(guò)性進(jìn)行理論分析，得到橫坡行駛最大坡度角為22°，縱坡上坡最大坡度角為28°，下坡最大坡度角為21.5°，翻越垂直壁最大高度為530 mm，跨越壕溝最大寬度為1 059 mm。

2) 對(duì)辣椒收獲機(jī)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，得到橫坡行駛最大坡度角為22°，縱坡上坡最大坡度角為30°，下坡最大坡度角為21°，翻越垂直壁最大高度為510 mm，跨越壕溝最大寬度為1 020 mm。辣椒收獲機(jī)驅(qū)動(dòng)速度從Ⅰ擋(1.8 km/h)上升到Ⅱ擋(3.9 km/h)時(shí)，在縱向上坡、下坡、翻越垂直壁和跨越壕溝時(shí)的質(zhì)心垂向加速度的最大值分別增大了632 mm/s、977.7 mm/s、132.3 mm/s和58.4 mm/s。

3) 對(duì)辣椒收獲機(jī)進(jìn)行田間試驗(yàn)，得到收獲機(jī)在實(shí)際作業(yè)過(guò)程中縱向上坡極限坡度角為27°，翻越垂直壁最大高度為500 mm，跨越壕溝最大寬度為980 mm。試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算及仿真分析結(jié)果相吻合，能夠滿足貴州丘陵山地的辣椒收獲的要求。