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H 12772
69. Jahrgang
2.2014
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Entwicklung einer Erntemaschine
für Kamillenblüten
GPS-gestützte Beikrautregulierung
im Freilandgemüsebau
Webbasierte Schwachstellenanalyse
an landwirtschaftlichen Biogasanlagen
Contents in English on:
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78
METHODENENT WICKLUNG UND VERSUCHSTECHNIK
Jürgen Karner, Rafael Eder, Thomas Holzer, Johann Wieser und Heinrich Prankl
Steer-by-wire-Lenkung eines
Agro-Hybrid-Fahrzeuges
mit Einzelradantrieb
Für die Landschaftspflege in alpinen Regionen wurde ein kompakter, fernbedienbarer Geräteträger mit einer modernen und effizienten Antriebstechnik entwickelt. Der neue Geräteträger
bietet eine gute Wendigkeit, einen tiefen Schwerpunkt und ermöglicht bodenschonende
Lenkungsarten. In diesem Beitrag wird speziell das Rad-Drehzahl- und das Lenkungsmodell
des mit Einzelradantrieb ausgestatteten Fahrzeuges vorgestellt. Damit soll für verschiedene
Lenkungsarten der bestmögliche Betrieb erreicht werden.
eingereicht 16. Dezember 2013
akzeptiert 18. Februar 2014
Schlüsselwörter
Lenkung, Steuerung, Hybrid-Fahrzeug, elektrischer Antrieb
Keywords
Steering, control, hybrid vehicle, electric drives
Abstract
Karner, Jürgen; Eder, Rafael; Holzer, Thomas; Wieser, Johann
and Prankl, Heinrich
Steer-by-wire system of an agro-hybrid
vehicle with single wheel drive
Landtechnik 69(2), 2014, pp. 78–83, 6 figures, 2 tables,
10 references
For landscape preservation a compact, remote controlled implement with modern and efficient drive technology has been
developed. The new implement carrier offers good maneuverability, a low center of gravity and enables soil-protective
steering modes. This paper focuses on the wheel-speed and
steering models of this vehicle equipped with single-wheel
drive, which enable best possible operation in different steering modes.
n Produktivitätssteigerungen
von Maschinen können durch
größere Arbeitsbreiten, höhere Motorleistungen und höhere
Arbeitsgeschwindigkeiten erzielt werden. Solcherart große
Maschinen können aber im Berggebiet kaum eingesetzt werden. Ein wichtiger Aspekt bei der Bearbeitung von Hanglagen
ist es, die Sicherheit des Maschinenführers zu gewährleisten.
Dafür wurde ein fernbedienbarer Geräteträger entwickelt, bei
dem der Bediener sich an einem sicheren Standplatz befindet,
während die Maschine im unwegsamen Gelände arbeitet. Zunächst wird die Maschine bei den Anwendungen Mähen, Mulchen und Schnee fräsen eingesetzt. Aufgrund der maschinentypischen Eigenschaften ist davon auszugehen, dass sich die
Einsatzgebiete stetig erweitern werden.
Systemaufbau
Elektrische Antriebstechnik ist aufgrund ihrer guten Regelbarkeit und des hohen Wirkungsgrades für ausgewählte Anwendungen in der Landtechnik vielversprechend. Zusätzlich können auch neue Funktionen und Maschinenkonzepte realisiert
werden [1; 2; 3]. Beim vorgestellten Geräteträger handelt es sich
grundsätzlich um ein Fahrzeug mit seriellem Hybridantrieb [4;
5], die Kenndaten des Fahrzeuges sind in Tabelle 1 aufgeführt.
Eine Verbrennungskraftmaschine (VKM) treibt zwei 24-VDCGeneratoren. Die elektrische Energie wird in konventionellen
Bleibatterien zwischengespeichert. Der Controller steuert die
vier Radmotoren an. Somit kann die Fahrgeschwindigkeit stufenlos variiert werden. Die Zapfwelle wird über ein mechanisches Getriebe von der VKM angetrieben (Abbildung 1). Auf
eine Hydraulikanlage ist gänzlich verzichtet worden. Die Lenkund Hubwerksbewegungen werden von elektrischen Linearantrieben übernommen. Die gewählte Architektur erlaubt HybridFunktionen wie Rekuperation oder einen rein elektrischen
landtechnik 69(2), 2014
79
Fahrbetrieb. Außerdem sind mehrere Lenkungsmodi wie Vorderachs-, Hinterachs-, Vierradlenkung und Hundegang möglich.
Der Fahrzeugrahmen verfügt über ein zentrales Drehgelenk, sodass Vorder- und Hinterachse um 35° gegeneinander
verdreht werden können. Dadurch sind ein optimaler ReifenBoden-Kontakt und eine gleichmäßige Lastverteilung möglich.
Im vorgestellten Konzept mit Einzelradantrieb ist die maximale
Fahrleistung durch die Leistung der Radmotoren begrenzt und
nicht durch die Leistung des Verbrennungsmotors. Angekoppelte Geräte werden über ein elektrisch betriebenes Hubwerk
(Kategorie 0 und 1) angehoben und aus Effizienzgründen direkt mechanisch über die Zapfwelle betrieben.
Durch den Einzelradantrieb gibt es keine mechanischen
Differenziale mehr. Stattdessen muss deren Funktion durch die
Ansteuerung der einzelnen Räder in jeder Fahrsituation emuliert werden. Hierfür ist es notwendig, das kinematische Modell
Tab. 1
Kenndaten des Hybrid-Fahrzeuges
Table 1: Hybrid vehicle specifications
VKM-Leistung/ICE power
30 kW
Nennleistung der Radmotoren
Wheel motors’ nominal power
4 x 1,3 kW
Zapfwellendrehzahl
PTO speed
540 und 1 000 U/min
540 and 1 000 rpm
Gesamtmasse (ohne Geräte)
Total mass (w/o implement)
660 kg
Radstand/Wheel base
1 302 mm
Wenderadius (Vierradlenkung)
Turning radius (all wheel steering)
1 200 mm
Fahrzeuglänge/Vehicle length
2 380 mm
Fahrzeughöhe/Vehicle height
950 mm
Abb. 1
Bat
Mot
Gen
Mot
IO
IO
IO
IO
ICE
Gen
Controller
Mot
Mot
Bat
Systemaufbau des Hybrid-Geräteträgers mit variablem elektrischen Fahrantrieb und zweistufigem mechanischen Zapfwellenantrieb
Fig. 1: System architecture of the hybrid implement carrier with variable electric traction drive and two-speed mechanical PTO-drive
Abb. 2
rS
y
RVO
RHI
w
yK
vK
K
MVO
MHI
rK
rRVO
rRHI
rS
LVO
LVO
rLVO
MVO
RVO
MHI
RHI
P
Lenkwinkel können auch am Momentanpol P abgelesen werden
Fig. 2: Steering angles can also be found nearby instantaneous center P
landtechnik 69(2), 2014
LHI
LHI
rLHI
80
METHODENENT WICKLUNG UND VERSUCHSTECHNIK
der Lenkung und das Geschwindigkeitsmodell der Einzelräder
für die verfügbaren Lenkungsarten in die Regelstrategie zu integrieren. Die notwendigen Modelle für die jeweiligen Raddrehzahlen werden für die geforderten Fahrzeuggeschwindigkeiten
und Lenkwinkel abgeleitet.
Lenkung
Beide Achsen sind mit elektrisch angetriebenen Lineareinheiten
zum Lenken ausgestattet, sodass mehrere Lenkarten möglich
sind. In früheren Arbeiten wurden bereits Fahrzeuge mit verschiedenen Lenkmodi vorgestellt, die entweder über Achs- bzw.
Einzelradantrieb verfügen [6; 7; 8]. Im vorliegenden Projekt
wurden als Lenksysteme die Vierrad-Lenkung, die Vorderachsund Hinterachslenkung sowie der Hundegang implementiert,
da beide Achsen unabhängig voneinander angesteuert werden
Tab. 2
Verzeichnis der Formelzeichen
Table 2: List of abbreviations
δM
Fahrzeuglenkwinkel/Vehicle steering angle
δMHI
Mittlerer Lenkwinkel an der Hinterachse
Mean steering angle at the rear axle
δLVO
Lenkwinkel am linken Vorderrad
Steering angle at the left front wheel
w
Abstand der Lenkachsen (links-rechts)
Distance of the king pins (left-right)
δMVO
Mittlerer Lenkwinkel an der Vorderachse
Mean steering angle at the front axle
δRVO
Lenkwinkel am rechten Vorderrad
Steering angle at the right front wheel
yK
Radstand/Wheel base
δLHI
Lenkwinkel am linken Hinterrad
Steering angle at the left rear wheel
rK
Kurvenradius des Fahrzeugbezugspunktes K (Polabstand
)
Turning radius of the vehicle reference point K (pole distance
)
δRHI
Lenkwinkel am rechten Hinterrad
Steering angle at the right rear wheel
rLVO
Kurvenradius am linken Vorderrad
Turning radius of the left front wheel
rRVO
Kurvenradius am rechten Vorderrad
Turning radius of the right front wheel
vLVO
Geschwindigkeit am linken Vorderrad
Speed at the left front wheel
rLHI
Kurvenradius am linken Hinterrad
Turning radius of the left rear wheel
rRHI
Kurvenradius am rechten Hinterrad
Turning radius of the right rear wheel
vLHI
Geschwindigkeit am linken Hinterrad
Speed at the left rear wheel
vRHI
Geschwindigkeit am rechten Hinterrad
Speed at the right rear wheel
vRVO
Geschwindigkeit am rechten Vorderrad
Speed at the right front wheel
rS
Lenkrollradius/Scrub radius
können. Bei einer idealen Lenkungskinematik stehen die Räder
tangential zum gewünschten Kurvenpfad. Bei konstantem Lenkwinkel haben dann alle Trajektorien denselben Momentanpol P.
Folglich müssen die inneren Räder einen größeren Lenkwinkel
haben als die äußeren. Dieses Prinzip wird als AckermannLenkung bezeichnet [9]. Die Lenkwinkeldifferenz zwischen inneren und äußeren Rädern nimmt bei größerer Spurweite und
kürzerem Radstand zu. Beim Einzelradantrieb muss jedes Rad
entsprechend dem jeweiligen Lenkwinkel angesteuert werden.
Dafür werden mit einer Fernbedienung Lenkungsart, Fahrzeuggeschwindigkeit und mittlerer Lenkwinkel vorgegeben. Daraus
werden dann die notwendigen Bewegungen des Lenkaktuators
und die jeweiligen Raddrehzahlen berechnet. Die Fahrzeuggeschwindigkeit vK wird auf den Fahrzeug­referenzpunkt K bezogen, der sich an der Fahrzeuglängsachse auf einer Normalen
durch den Momentanpol P befindet. Das Lenktrapez wurde so
konstruiert, dass bei Vierradlenkung die Ackermann-Bedingung bestmöglich erfüllt wird. Die folgenden Berechnungen
wurden für die Vierradlenkung angestellt.
Berechnung der Ackermann-Lenkwinkel
Die geforderten mittleren Fahrzeuglenkwinkel werden an der
Vorder- und Hinterachse aufgetragen und haben dieselben Beträge (Abbildung 2 und Tabelle 2):
| | = | | = | | (Gl. 1)
Die jeweiligen Radlenkwinkel können mittels der cot-Funktion aus dem mittleren Lenkwinkel, dem Radstand und der um
den Lenkrollradius verringerten Spurweite berechnet werden
(Abbildung 2):

 =    + ∙   =    −



∙
(Gl. 2)
(Gl. 3)
Zum gleichen Ergebnis kommt Saxinger in [10], mit dem
Unterschied, dass hier die tan-Funktion verwendet wird:
 = arctan 
 = arctan 
∙ ∙ 

∙ ∙ 
∙ ∙ 
 ∙ ∙ 
(Gl. 4)
(Gl. 5)
Bei Vierradlenkung sind die Beträge der Lenkwinkel innen
bzw. außen gleich groß:
| | = | | | | = | | (Gl. 6)
(Gl. 6)
(Gl. 7)
Die berechneten Lenkwinkel jedes Rades sind in Abbildung 3 dargestellt. Für eine Linkskurve mit einem mittleren
Fahrzeug-Lenkwinkel von 20° müssen die Innenräder (links
vorne und hinten) mit 26,1 bzw. -26,1° und die Außenräder
landtechnik 69(2), 2014
81
Abb. 3
Lenkwinkel jedes Rades in Abhängigkeit des mittleren Fahrzeug-Lenkwinkels
Fig. 3: Steering angle of each wheel at given mean steering angle
Abb. 4
Die Fahrzeugbewegung mit einem Fahrzeuglenkwinkel
kann als Drehbewegung um den Momentanpol P aufgefasst
werden. Die individuellen Radgeschwindigkeiten sind somit:
k
l
 =  =  ∙
u
 =  =  ∙
VO




(Gl. 11)
(Gl. 12)
(rechts vorne und hinten) mit 16,1 bzw. -16,1° eingelenkt werden, um die Ackermann-Bedingung zu erfüllen. Die Lenkaktuatoren an der Vorder- und Hinterachse müssen entsprechend
angesteuert werden, wobei der Aktuator an der Vorderachse
ausfahren, jener an der Hinterachse einfahren muss. Die erforderlichen Längen (Hübe) können mittels Trigonometrie berechnet werden (Abbildung 4).
Die vorgegebene Fahrzeuggeschwindigkeit kann somit mit
einem Faktor multipliziert werden, um die für die gewünschte
Kurvenfahrt notwendigen Radgeschwindigkeiten zu erhalten.
Die Geschwindigkeitsfaktoren stehen in Abhängigkeit zum
mittleren Fahrzeuglenkwinkel (Abbildung 5). Bei positivem
mittleren Lenkwinkel wird bei Vorwärtsfahrt eine Linkskurve
durchfahren. Die Innenräder (linke Fahrzeugseite) weisen dabei eine geringere Geschwindigkeit als die Außenräder (rechte
Fahrzeugseite) auf. Da das Lenktrapez für die Vierradlenkung
optimiert wurde, kann die Ackermann-Bedingung für die restlichen Lenkungsarten nur angenähert werden. Dennoch wurde
für die Berechnung der jeweiligen Radgeschwindigkeiten die
Ackermann-Bedingung angewandt. In praktischen Versuchen
mit Vorder- und Hinterachslenkung sowie Hundegang konnte
eine gute Steuerbarkeit erreicht werden.
Berechnung der Radgeschwindigkeiten
Synchrone Steuerung von Fahrantrieb und Lenkung
Sämtliche Lenkachsen stehen ohne Sturz. Da die via Fernbedienung vorgegebene Fahrzeuggeschwindigkeit am Punkt K
angreift, wird zunächst der Polabstand berechnet:
Jeder Radmotor wird einzeln angesteuert. Zusätzlich muss die
Ansteuerung von Fahrantrieben und Lenkaktuatoren zeitlich
synchronisiert werden. Andernfalls könnten z. B. stillstehende
Radmotoren die Bewegung der Lenkaktuatoren behindern. Für
die Implementierung der Reglerstrategie wurde ein weit verbreitetes SPS-System verwendet, das über mehrere analoge und
digitale Ein-/Ausgänge und einen CAN-Bus zur Kommunikation mit externer Hardware verfügt.
VO
-
LVO
f
Kinematik am Vorderachs-Lenkaktuator
Fig. 4: Kinematics at the front steering actuator

 = 
 
(Gl. 8)
Anschließend werden die Radien der einzelnen Räder berechnet:

 =  =   − 
 =  =

 
landtechnik 69(2), 2014
+  (Gl. 9)
(Gl. 10)
Bedienung
Die Fahrzeuggeschwindigkeit und der Fahrzeuglenkwinkel
werden mit einer Funkfernbedienung vorgegeben. Die Vor-/
82
METHODENENT WICKLUNG UND VERSUCHSTECHNIK
Abb. 5
Relative Radgeschwindigkeit bei unterschiedlichen mittleren Lenkwinkeln im Lenkmodus Allradlenkung
Fig. 5: Relative wheel speed at various mean vehicle steering angles in all-wheel steering mode
Rückbewegung an einem der beiden Joysticks definiert Fahrtrichtung und -geschwindigkeit. Die Maximalgeschwindigkeit
kann mit einem Drehknopf an der Fernbedienung eingestellt
werden. Die Lenkungsart kann durch Drücken eines der vier
Taster gewählt werden. Das Lenken erfolgt durch Links-/
Rechtsbewegung des zweiten Joysticks. Eine elektro-mechanische Kupplung stellt die Verbindung zwischen Verbrennungsmotor und Zapfwelle für den Geräteantrieb her. Die Kupplung
kann ebenfalls per Fernbedienung geschaltet werden. Das Anheben/Absenken des gekoppelten Gerätes erfolgt durch Vor-/
Abb. 6
Regelung für das Agro-Hybrid-Fahrzeug mit Einzelradantrieb
Fig. 6: Closed loop control for steering of an agro-hybrid vehicle with single wheel drive
landtechnik 69(2), 2014
83
Rückbewegung des zweiten Joysticks. Der Verbrennungsmotor
kann per Funk gestartet oder abgeschaltet werden, außerdem
kann die Drehzahl eingestellt werden. In Kombination mit Anbaugeräten sind hier noch viele weitere Funktionen möglich.
Am Fahrzeug befindet sich ein Display, über das Fahrzeuginformationen, wie zum Beispiel Lenkwinkel, Batteriespannung und
Motortemperaturen, angezeigt werden können.
Regelkonzept
Der Regel-Algorithmus muss folgende Aufgaben erledigen:
■■ Berechnung der notwendigen Lenkaktuator-Bewegungen
an Vorder- und Hinterachse (aus Trigonometrie, Abbildung 4)
■■ Berechnung der notwendigen Raddrehzahlen aus Gleichung 11 und 12
Abbildung 6 zeigt den Regelkreis des Fahrzeugs mit den Eingängen und Ausgängen (Inputs/Outputs IO, Abbildung 1). Die
grauen Blöcke stellen Eingänge aus gemessenen PositionsInkrementen der Lenkaktuatoren in den Regelkreis dar. Gelb
markiert sind die Blöcke mit den Ausgängen des Regelkreises,
welche die Sollsignale an die Servoregler der Einzelradantriebe
bzw. die Regler der Lenkaktuatoren weitergeben. Die orangefarbenen Blöcke sind Einheitsumwandlungen bzw. Auswertungen
der Lenkrichtung. Grün sind die Blöcke für die Berechnung der
Sollgeschwindigkeit der Lenkaktuatoren dargestellt. Die blauen Blöcke enthalten Berechnungen, die für die Berechnung der
Soll-Drehzahl der Einzelradantriebe essenziell sind.
Die Blöcke VR_Joy und LR_Joy sind die Eingangsgrößen der
Fernbedienung und beziehen sich auf Vor/Rück- bzw. Links/
Rechts-Bewegungen der Joysticks am Bedienpanel. Der Winkelgeschwindigkeitsregler WGR berechnet je nach gewähltem
Lenkungsmodus die Lenkwinkel-Geschwindigkeit. Die Lenkwinkel-Geschwindigkeits-Regler für vorne (FVO) und hinten
(FHI) transformieren die Outputs des WGR in lineare Trajektorien der benutzerdefinierten Lenkwinkel-Geschwindigkeiten
(Abbildung 6). Die Grenzen des Lenkwinkels werden laufend
überwacht.
Der Betrag der additiven Raddrehzahl – verursacht durch
Änderungen der Lenkwinkelgeschwindigkeit –, die das Lenken im Stillstand ermöglicht, wird im Block RDLG berechnet.
Die Berechnung der Geschwindigkeitsfaktoren ist im Block GF
implementiert. Die Traktions-Regelung TR benutzt die multiplikativen Geschwindigkeitsfaktoren von GF und die additiven
Radgeschwindigkeiten von FFC und berechnet die jeweils erforderlichen Raddrehzahlen.
Schlussfolgerungen
Bei dem neuen Fahrzeugkonzept für einen Hybrid-Geräteträger
zur Bewirtschaftung von Steilflächen treibt ein Verbrennungsmotor die Zapfwelle mechanisch an. Der stufenlose Fahrantrieb
ist als Einzelradantrieb in serieller Hybridstruktur ausgeführt.
Aktuell sind vier Lenkungsarten implementiert. Auf eine Hydraulikanlage wurde verzichtet. Als weitere Lenkungsart wird die
sog. Komfortlenkung angedacht. Dabei liegt der Momentanpol
landtechnik 69(2), 2014
auf Höhe des Anbaugerätes, sodass dieses bei kleineren Lenkbewegungen keine Seitwärtsbewegung ausführt. Die Lenkbewegung und das Hubwerk wurden elektrisch ausgeführt. Die
erforderlichen Einzelrad-Drehzahlen wurden nach der Ackermann-Bedingung berechnet und in die Regelung implementiert.
Eine mögliche zukünftige Anwendung könnte das autonome Fahren im Feld sein. Hierfür muss das Fahrzeug mit einen
GPS-System ausgerüstet werden. Die Pfade können zunächst
mittels Software-Anwendung definiert werden. Somit können
beispielsweise Pflanzenschutzapplikationen fahrerlos durchgeführt werden.
Literatur
[1] Aumer, W.; Lindner, M.; Geißler, M.; Herlitzius, Th. (2008): Elektrischer
Traktor – Vision oder Zukunft? Landtechnik 63(1), S. 14–15
[2] Karner, J. (2012): Electric Drives in Agricultural Machinery. International
Conference in Agricultural Machinery, CIGR, EurAgEng, 9–12 July 2012,
Valencia
[3] Schmid, B. (2011): Elektrischer Radantrieb. die grüne 21, S. 31–33
[4] Hofmann, P. (2010): Hybridfahrzeuge – Ein alternatives Antriebskonzept
für die Zukunft. Wien, Springer Verlag
[5] Karner, J.; Baldinger, M.; Schober, P.; Reichl, B.; Prankl, H. (2013): Hybridsysteme für die Landtechnik. Landtechnik 68(1), S. 22–25
[6] Seelke, C. (2008): Lenkungskonzepte eines vielfältig einsetzbaren
Systemfahrzeuges. Land.Technik 2008, VDI-Berichte Nr. 2045, S. 53–59
[7] Geißler, M.; Aumer, W.; Lindner, M.; Herlitzius, Th. (2010): Elektrifizierte Einzelradantriebe in mobilen Landmaschinen. Landtechnik 65(5),
S. 368–371
[8] Reform-Werke Bauer: Reform Mounty Hanggeräteträger – Produktmerkmale. Reform-Werke Bauer, Wels, http://www.reform.at/de/landwirtschaft/mounty-hanggeraetetraeger/produktmerkmale.html, Zugriff am
10.3.2014
[9] Pfeffer, P.; Harrer, M. (2011): Lenkungshandbuch. Vieweg + Teubner
Verlag, Springer Fachmedien Wiesbaden GmbH
[10] Saxinger, M. (2011): Modellierung und Analyse einer hydrostatischen
Traktorlenkung hinsichtlich regelungstechnischer Aspekte. Diploma
Thesis JKU Linz, Institute of Automatic Control and Control Systems
Technology
Autoren
Dr. Dipl.-Ing. Jürgen Karner ist Senior Researcher bei Josephinum
Research, A-3250 Wieselburg, E-Mail: [email protected]
Dipl.-Ing. Rafael Eder ist R & D Engineer am Linz Center of Mechatronics in A-4040 Linz
Thomas Holzer ist geschäftsführender Gesellschafter von Profiteam
Holzer GmbH in A-8692 Neuberg/Mürz
Mag. Johann Wieser ist Professor für Mathematik am Lehr- & Forschungszentrum Francisco Josephinum in A-3250 Wieselburg
Dipl.-Ing. Heinrich Prankl ist Leiter für Forschung & Innovation an der
BLT in A-3250-Wieselburg
Danksagungen und Hinweise
Die Arbeit entstand im Rahmen des Forschungsprogramms Future Farm
Technology (FFT). Es wird gefördert aus Mitteln des COMET Programms
der Österreichischen Forschungsförderungsgesellschaft. Die Autoren
danken der Unterstützung im Rahmen des K2-Zentrums Austrian Center
of Competence in Mechatronics, LCM.
Die Autoren danken auch Herrn Robert Frass für seine Vorarbeiten.
Das Thema wurde auf der VDI-Tagung LAND.TECHNIK 2013, Hannover,
8.–9. November 2013, vorgestellt und eine Kurzfassung im VDI-Bericht
veröffentlicht (Bd. 2193, S. 213–224).
78
METHOD Development and research equipment
Karner, Jürgen; Eder, Rafael; Holzer, Thomas; Wieser, Johann and Prankl, Heinrich
Steer-by-wire system of an
agro-hybrid vehicle with
single wheel drive
For landscape preservation a compact, remote controlled implement with modern and efficient
drive technology has been developed. The new implement carrier offers good maneuverability,
a low center of gravity and enables soil-protective steering modes. This paper focuses on
the wheel-speed and steering models of this vehicle equipped with single-wheel drive, which
enable best possible operation in different steering modes.
received 16 December 2013
accepted 18 February 2014
productivity can be gained by increasing working
widths, more powerful engines and faster process speeds. Such
huge machines can hardly be operated in alpine regions. A crucial issue in the cultivation of steep slopes is to assure the operator’s safety. Consequently, a remote controlled implement carrier has been developed, where the operator can stand at a safe
place, while the machine works in rough terrain. Firstly, the
machine is utilized for applications as mowing, mulching and
snow blowing. Based on the typical properties of the machine it
is expected, that the application range will expand rapidly.
means of electric linear actuators. The chosen architecture enables hybrid-functions like recuperation or a pure electric drive.
Besides, several steering modes as front-axle-, rear-axle- or allwheel-steering and crab-steering are possible.
The chassis includes a central swivel joint, which enables
front and rear axles to be twisted by 35°.
This allows best possible ground contact of the tires and
equal load distribution. In the introduced concept with single
wheel drive the maximum traction power is limited by the power of the wheel-motors and not by the power of the internal
combustion engine. Coupled implements can be lifted by an
electric lifting device (categories 0 and 1) and operated through
a mechanical PTO-drive due to efficiency reasons.
As every single wheel is equipped with a separate electric
motor, mechanical differentials are not needed. But their functionality must be emulated in any driving situation. Therefore
it is necessary to integrate the steering kinematics model and
the wheel speed model into the control strategy. The required
formulas for individual wheel-speeds are derived from actually
required vehicle speed and steering angle.
System Architecture
Steering
Electric drives are promising for dedicated applications in agricultural engineering due to their good controllability and high
efficiency. Besides, new functionalities and machine concepts
can be realized [1-3].The presented implement carrier basically
is a serial-hybrid-vehicle [4; 5], for general data of the vehicle
see Table 1. An internal combustion engine (ICE) drives two
24 VDC-generators. The electric energy is stored in conventional lead-acid batteries. The control unit actuates the four wheelmotors. Therefore the ground speed can be controlled infinitely
variable. The PTO is driven by the ICE via a mechanical gearbox
(Figure 1). The hydraulic system has been replaced completely.
The steering and implement lifting movements are done by
Both axles of the vehicle have steering actuators, which allow
several steering modes. In recent publications vehicles with
various steering modes have been introduced, comprising axle-drive or single-wheel-drive [6-8]. In the current project the
steering modes all-wheel-steering, front-axle-, rear-axle- and
crab-steering have been implemented, as both steering actuators can be commanded independently from each other. The
ideal steering kinematic turns the wheels tangential to the requested path. At constant steering angle all trajectories have
the same instantaneous centre point of velocity P. Therefore
the inside wheels must have a higher steering-angle than the
outside wheels. This principle is known as Ackermann-steer-
Keywords
Steering, control, hybrid vehicle, electric drives
Abstract
Landtechnik 69(2), 2014, pp. 78–83, 6 figures, 2 tables,
10 references
n Machine
landtechnik 69(2), 2014
79
ing [9]. The difference between inside and outside steering
angle gets bigger as the track width increases and the wheelbase decreases. With single-wheel drive every drive has to be
controlled with respect to the wheels’ steering angle. Vehicle
speed, steering mode and mean steering-angle are remote
controlled. Steering-actuator positions and individual wheel
speeds have to be compiled accordingly. The vehicle speed vK is
referred to the reference point K, which is at the vehicle center
line, perpendicular to the instantaneous center P. The steering
trapezoid is designed to meet best the Ackermann-principle in
all-wheel-steering mode. Following calculations have been done
for all-wheel-steering mode.
Table 1
Hybrid vehicle specifications
VKM-Leistung/ICE power
30 kW
Nennleistung der Radmotoren
Wheel motors’ nominal power
4 x 1,3 kW
Zapfwellendrehzahl
PTO speed
540 und 1 000 U/min
540 and 1 000 rpm
Gesamtmasse (ohne Geräte)
Total mass (w/o implement)
660 kg
Radstand/Wheel base
1 302 mm
Wenderadius (Vierradlenkung)
Turning radius (all wheel steering)
1 200 mm
Fahrzeuglänge/Vehicle length
2 380 mm
Fahrzeughöhe/Vehicle height
950 mm
Calculation of Ackermann-steering angles
The stated mean steering angles are applied to the front and
rear axle. They have the same absolute values (Figure 2):
Fig. 1
Bat
Mot
Gen
Mot
IO
IO
IO
IO
ICE
Gen
Controller
Mot
Mot
Bat
System architecture of the hybrid implement carrier with variable electric traction drive and two-speed mechanical PTO-drive
Fig. 2
rS
y
RVO
RHI
w
yK
vK
K
MVO
MHI
rK
rRVO
rRHI
rS
LVO
LVO
rLVO
MVO
RVO
MHI
RHI
P
Steering angles can also be found nearby instantaneous center P
landtechnik 69(2), 2014
LHI
LHI
rLHI
80
METHOD Development and research equipment
| | = | | = | | (Eq. 1)
The individual wheel-steering angles can be calculated by
using the cotangent-function of the mean steering angle, the
wheelbase and the track width reduced by scrub radius (Figure 2 and Table 2):

 =    + ∙   =    −



∙
(Eq. 2)
(Eq. 3)
The same result is derived by Saxinger in [10], with the difference, that he used the tan-function:
 = arctan 
∙ ∙ 

∙ ∙ 
(Eq. 4)
Table 2
List of abbreviations
δM
Fahrzeuglenkwinkel/Vehicle steering angle
δMHI
Mittlerer Lenkwinkel an der Hinterachse
Mean steering angle at the rear axle
δMVO
Mittlerer Lenkwinkel an der Vorderachse
Mean steering angle at the front axle
δRVO
Lenkwinkel am rechten Vorderrad
Steering angle at the right front wheel
δLVO
Lenkwinkel am linken Vorderrad
Steering angle at the left front wheel
w
Abstand der Lenkachsen (links-rechts)
Distance of the king pins (left-right)
yK
Radstand/Wheel base
δLHI
Lenkwinkel am linken Hinterrad
Steering angle at the left rear wheel
rK
Kurvenradius des Fahrzeugbezugspunktes K (Polabstand
)
Turning radius of the vehicle reference point K (pole distance
)
δRHI
Lenkwinkel am rechten Hinterrad
Steering angle at the right rear wheel
rLVO
Kurvenradius am linken Vorderrad
Turning radius of the left front wheel
rLHI
Kurvenradius am linken Hinterrad
Turning radius of the left rear wheel
rRHI
Kurvenradius am rechten Hinterrad
Turning radius of the right rear wheel
vLHI
Geschwindigkeit am linken Hinterrad
Speed at the left rear wheel
vRHI
Geschwindigkeit am rechten Hinterrad
Speed at the right rear wheel
rRVO
Kurvenradius am rechten Vorderrad
Turning radius of the right front wheel
vLVO
Geschwindigkeit am linken Vorderrad
Speed at the left front wheel
vRVO
Geschwindigkeit am rechten Vorderrad
Speed at the right front wheel
rS
Lenkrollradius/Scrub radius
 = arctan 
∙ ∙ 
 ∙ ∙ 
(Eq. 5)
With all-wheel-steering mode the inside wheels have the
same value of steering angle, and so the outside wheels have:
| | = | | (Gl. 6)
(Eq. 6)
| | = | | (Eq. 7)
The calculated steering angles of each wheel are illustrated in Figure 3. For left cornering with a vehicle mean steering angle of 20°, the inside wheels (left front and rear) have
to be turned by 26,1° respectively -26,1° and outside wheels
(right front and rear) by 16,1° respectively -16,1°, to meet
the Ackermann-conditions. The linear actuators for steering
at the front- and rear axle have to be commanded accordingly, whereas the actuator at the front axle has to be pushed
out from its neutral position and the rear actuator has to be
pulled-in. The required lengths (strokes) can be calculated by
using trigonometry (Figure 4).
Calculation of wheel speed
All pivot axles are without camber. As the radio-controlled vehicle speed refers to point K, the pole distance is calculated first:

 = 
 
(Eq. 8)
After that the track radii of the individual wheels are calculated:

 =  =   − 

+   =  =
 
(Eq. 9)
(Eq. 10)
The vehicle movement with a steering angle can be assumed
as rotation about the instantaneous center point P. Hence, the
individual wheel speeds are:

 =  =  ∙


 =  =  ∙ 

(Eq. 11)
(Eq. 12)
The default vehicle speed can be multiplied by a factor to
obtain the required wheel speeds for the requested cornering.
The speed ratios refer to the requested vehicle mean steering
angle (Figure 5). A positive value of the mean steering angle
refers to left cornering during forward drive. Which means that
the inside wheels (left vehicle side) must have slower speed
than the outside wheels (right vehicle side). As the steering
trapezoid is optimized for all-wheel-steering, the Ackermann
conditions are just approximated for the remaining steering
modes. The individual wheel speeds are calculated in a way, as
if the mechanical steering kinematics would fully comply with
landtechnik 69(2), 2014
81
Fig. 3
Steering angle of each wheel at given mean steering angle
Fig. 4
k
l
u
VO
power an implement. The clutch can be operated by the remote
control unit. The lifting/lowering of an attached implement is
done by forward/backward movement of the second joystick.
The internal combustion engine can be started and stopped from
distance and the rev-value can be set. Together with implements
some further more functions are possible. A display is installed
on-board, where system information, as e.g. steering angle, battery state of charge and engine temperature, can be indicated.
VO
-
LVO
Control concept
f
Kinematics at the front steering actuator
Ackermann-steering. Tests in practice with front-, rear- and
crab-steering have shown good controllability.
Simultaneous Control of Traction Drive and Steering
Each one of the wheel motors has to be controlled separately.
Additionally the commands for traction-motors and steering
have to be synchronized in time. Otherwise e.g. still standing
wheel-motors could interrupt or prevent the linear actuators
from moving. A common and well-known industrial SPS-system
was used for the implementation of the controller strategy. It
has several analog and digital in-/outputs and a CAN-Bus for
the communication with external hardware.
Handling
The requested vehicle speed and steering angle are commanded
by a radio control unit. The up/down-angles of a joystick define
the direction and requested velocity of the vehicle. The maximum speed can be defined with a control knob at the remote
control panel. The steering mode can be selected by hitting
one of four steering buttons. The steering is done by left-/rightmovement at the second joystick. An electro-magnetic clutch
connects the internal combustion engine with the PTO-shaft to
landtechnik 69(2), 2014
The controller algorithm has to deal with following major tasks:
■■ Compute requested values of linear actuators dedicated to
the front and rear axle based on trigonometry, see Figure 4
■■ Compute required values for angular velocities of the
traction drives from equations 11 and 12
Figure 6 illustrates the control concept of the vehicle with its
inputs and outputs (IO’s, Figure 1). The grey blocks represent
inputs from measured position-increments of the steering actuators within the control loop. The blocks marked yellow are outputs of the control loop which transmit the target values to the
servo-controllers of the single wheel drives respectively to the
controllers of the steering actuators. The orange colored blocks
characterize procedures for unit-conversions or calculations of
the steering direction. Green blocks indicate calculation of the
default values of the steering actuators. The blue blocks represent calculations which are essential for the target values of the
rotary speed of the single wheel drives.
The blocks VR_Joy and LR_Joy are input values of the remote control unit and refer to forward-/backward- and left-/
right-movements of the joysticks at the RC-panel. The rotary
speed controller WGR calculates the steering-speed with respect to the chosen steering mode. The steering angle-speedcontroller for the front (FVO) and the rear (FHI) transform the
outputs of the WGR in linear trajectories of the operator-defined
steering angle-speeds (Figure 6). The limits of the steering angle are supervised continuously.
The additive value of the rotational speed – caused by
changing speed of the steering angle, which enables steering
82
METHOD Development and research equipment
Fig. 5
Relative wheel speed at various mean vehicle steering angles in all-wheel steering mode
in stillstand, is calculated in the block RDLG. The calculation of
the speed factors is implemented in the block GF. The tractioncontrol TR uses the multiplicative speed factors from GF and
the additional wheel speed from FFC and calculates the individually required wheel speeds.
Conclusions
In the new vehicle concept of a hybrid implement carrier for
the cultivation of steep slopes an internal combustion engine
powers the PTO-shaft mechanically. The infinitely variable traction drive using electric single wheel drive is designed as serial
Fig. 6
Closed loop control for steering of an agro-hybrid vehicle with single wheel drive
landtechnik 69(2), 2014
83
hybrid. Actually four steering modes have been implemented.
A hydraulic system is dispensable. A so called comfort-steering-mode is considered in the future. There the instantaneous
center is located next to the implement, which prevents it from
moving sideways under gentle steering movements. The steering movements and the power lift are operated electrically. The
required single-wheel speeds are calculated according to the
Ackermann principle and have been integrated into the control.
A future perspective of the presented hybrid vehicle is autonomous driving in fields. Therefore a GPS-system must be added
to the system. The paths can be predefined on a computer application in a first step. Hence, e. g. plant protection applications could be done driverless.
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[10] Saxinger, M. (2011): Modellierung und Analyse einer hydrostatischen
Traktorlenkung hinsichtlich regelungstechnischer Aspekte. Diploma
Thesis JKU Linz, Institute of Automatic Control and Control Systems
Technology
Authors
Dr. Dipl.-Ing. Jürgen Karner is Senior Researcher at Josephinum
Research, A-3250 Wieselburg, email: [email protected]
Dipl.-Ing. Rafael Eder is R&D Engineer at the Linz Center of Mechatronics in A-4040 Linz
Thomas Holzer is Managing Shareholder of Profiteam Holzer GmbH in
A-8692 Neuberg/Mürz
Mag. Johann Wieser is Professor for Mathematics at the Education& Research Centre Francisco Josephinum in A-3250 Wieselburg
Dipl.-Ing. Heinrich Prankl is Head of Research & Innovation at the BLT
in A-3250-Wieselburg
Acknowledgements and Remarks
This work is part of the project Future Farm Technology (FFT). It is funded
by the COMET programme of the Austrian Research Promotion Agency.
The authors appreciate the support of their work by the Linz Center of
Mechatronics (LCM).
The authors want to thank Mr. Robert Frass for his previous work.
The topic was presented at the VDI-conference LAND.TECHNIK 2013,
Hannover, 8th–9th November 2013, and published in the VDI-proceedings
(Bd. 2193, pp. 213–224).
landtechnik 69(2), 2014
.
ISSN 0023-8082
Briefanschrift
Kuratorium für Technik und Bauwesen
in der Landwirtschaft e.V. (KTBL)
Bartningstr. 49, 64289 Darmstadt
Telefon 0 6151 7001-0, Fax 0 6151 7001-123
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Herausgeber
Kuratorium für Technik und Bauwesen
in der Landwirtschaft e.V. (KTBL), Darmstadt
VDMA Fachverband Landtechnik, Frankfurt/Main
Max-Eyth-Gesellschaft Agrartechnik im VDI (VDI-MEG), Düsseldorf
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69. Jahrgang
Redaktionsleitung
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Gültig sind zurzeit die Media-Daten 2014 unter www.landtechnik-online.eu
Wissenschaftlicher Beirat
Prof. Dr. T. Amon, Prof. Dr. H. Bernhardt, Prof. Dr.-Ing. S. Böttinger, Prof. Dr. habil. G.
Breitschuh, Prof. Dr. habil. W. Büscher, Dr. M. Demmel, Prof. Dr. R. Doluschitz, Dr.-Ing.
D. Ehlert, Prof. Dr. L. Frerichs, PD Dr. E. Gallmann, Prof. Dr.-Ing. M. Geimer, Dr. H.
Georg, Dr. M. Geyer, Prof. Dr. J. Hahn, Prof. Dr. O. Hensel, Prof. Dr.-Ing. T. Herlitzius,
PD Dr. E. F. Hessel, Prof. Dr. habil. B. Hörning, Prof. Dr.-Ing. B. Johanning, Prof. Dr. T.
Jungbluth, Prof. Dr.-Ing. T. Meinel, Prof. Dr.-Ing. H.-J. Meyer, Prof. Dr. J. Müller, Prof.
Dr.-Ing. A. Munack, Dr. S. Neser, Prof. Dr. T. Rath, Prof. Dr. Y. Reckleben, PD Dr. habil.
M. Schick, Prof. Dr.-Ing. P. Schulze Lammers, Prof. Dr. H.-P. Schwarz, Prof. Dr. habil.
J. Spilke, Prof. Dr. Ir. H. Van den Weghe, Prof. Dr. K. Vorlop, Dr. J.-K. Wegener, Dr. G.
Wendl, Prof. Dr. K. Wild
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