Introduction
Materials and Methods
자주식 수집기
수집기 부하 계측 시스템
현장 계측 실험
FFT 기반 회전 고조파 제거
등가부하 분석
Results and Discussion
시계열 부하 특성
회전 고조파 제거 결과
등가부하 분석 결과
Conclusion
Introduction
국내 농업은 인구 고령화에 따른 농촌 노동력 부족 문제에 직면해 있으며, 이를 해결하기 위해 밭농업 기계화의 중요성이 점차 증가하고 있다. 이에 따라 농림축산식품부는 ‘밭작물 기계화 촉진사업’을 통해 밭작물 기계화율 증대를 위한 다양한 지원사업을 추진해왔으며(National Institute of Agricultural Sciences, 2024), 그 결과 전체 밭작물 평균 기계화율은 2015년 56%에서 2023년 67%로 증가하였다(National Institute of Agricultural Sciences, 2015). 마늘과 양파는 주요 밭작물 중 하나로, 2026년 기준 각각 24,170 ha 및 17,609 ha의 재배면적에서 재배되고 있다(Statistics Korea, 2026). 그러나 마늘과 양파의 평균 기계화율은 각각 66.1%, 68.9%로 비교적 높은 수준임에도, 공정별 기계화율에는 여전히 간극이 존재한다. 특히 수집 작업은 전적으로 인력에 의존하고 있어 기계화 도입이 시급하다.
자주식 수집기는 작물 이송용 컨베이어 시스템의 설치가 용이하고 선회 반경이 짧아 활발히 개발되고 있다. 특히 궤도형 주행부는 스키드 조향 방식으로 제자리 선회가 가능하여 국내 노지 조건에 적합하기 때문에 널리 채용되고 있다. 자주식 수집기 개발 및 현장 실증에 관한 다수의 연구에서도 궤도형 주행부와 굴취부, 수집부로 구분되는 유압식 컨베이어 시스템으로 구성된 형태가 주로 제시되었다(Jeong et al., 2026; Lee et al., 2022; Lim et al., 2025). 자주식 수집기는 운용 특성상 수집기 자중과 토양의 상호작용에 의한 주행부 부하, 그리고 작물 수집 컨베이어의 기계적 부하가 발생하므로, 작물 수집에 의한 영향과 수집기의 무게중심과 같은 구조적 특징을 고려한 사양 선정이 필요하다.
농업기계 분야에서는 트랙터 부착형 마늘 수확기의 경심 및 기어단수에 따른 작업부하 분석 (Choi et al., 2025), PTO 회전속도에 따른 마늘 수확기 부하 및 성능 평가(Noh et al., 2025), 밭농업 플랫폼의 주행 토크 분석(Kang et al., 2025) 등 밭작물 기계를 대상으로 한 실작업 부하 계측 연구가 활발히 수행되고 있다. 자주식 수집기의 경우에도 주행속도와 수집 장치 회전속도와 같은 작업조건에 따른 부하 특성이 규명된 바 있다(Do et al., 2024). 선행연구에서는 작업조건에 따른 유량 등 자체 발생 부하와는 다르게, 외부 조건에 의해 발생하는 토크 및 압력은 비교적 일정한 것으로 밝혀졌다. 그러나 수집기의 고도화를 위해서는 평균 부하뿐만 아니라 부하 변동성을 고려한 분석이 필요하며, 내구 설계를 위해서는 등가부하 분석이 요구된다. 농업기계 분야의 등가부하 분석 관련 선행연구로는, 쟁기 및 로타리 작업 시 차축 토크를 계측하여 등가부하를 산출하고 가속수명시간을 도출한 연구(Lee et al., 2026)와, 로타리 작업 중 트랙터 엔진 토크를 계측하여 등가부하를 산출하고 평균 부하와 비교한 연구(Baek et al., 2019)가 있다. 최근에는 쟁기 작업 차축 토크를 활용한 가속수명시험 방법 개발(Lee et al., 2025) 및 대형 베일러 작업의 등가부하 기반 소요 동력 분석(Lee and Kim, 2025) 등으로 등가부하의 활용 범위가 확대되고 있다. 그러나 이들 연구는 농업용 트랙터 및 트랙터 부착형 작업기를 대상으로 한 것으로, 자주식 수집기에 대한 부하 변동성의 정량적 분석 및 등가부하 산출에 관한 연구는 미흡한 실정이다.
따라서 본 연구는 자주식 수집기의 실작업 조건에서 주행부의 등가부하를 분석하기 위해 수행되었다. 본 연구의 세부 목표는 1) 다양한 엔진 속도 및 주행 속도 조합의 작업조건에서 좌·우 구동 스프로킷 토크를 계측하고, 2) 계측된 신호의 후처리를 통해 좌·우 구동계별 부하 변동성을 정량적으로 분석하며, 3) 조건별 등가부하와 등가-평균 비율의 안정성을 평가하고, 4) 이를 평균 기반 설계 하중과 비교하여 피로 수명 평가의 차이를 정량적으로 분석하는 것이다.
Materials and Methods
자주식 수집기
본 연구에선 Fig. 1과 같이 마늘, 양파 범용 자주식 수집기 시작품을 활용하였다. 수집기는 25.4 kW급 디젤 엔진이 탑재되었으며, 엔진에 직결된 정유압 변속기(HST, Hydrostatic Transmission)와 엔진 풀리와 연결된 기어 펌프를 통해 주요 작동부에 동력을 공급한다. 주행부는 정유압 변속기와 기계식 부변속부를 거쳐 궤도 후방의 구동 스프로킷에 동력을 공급한다. 수집 컨베이어는 기어 펌프를 통해 직렬 연결된 두개의 유압 모터로 동력을 공급하며 각 유압 모터는 수집부, 선별부 컨베이어를 회전시키는 역할을 수행한다. 수집부는 수집기 전방에서 노면의 작물을 상단으로 이송하며, 선별부는 수집기 상단에 수평으로 배치되어 후방 저장부에 작물을 최종 운반하는 역할을 수행한다. 자주식 수집기의 상세 제원은 Table 1과 같다.
Table 1.
Specification of self-propelled collector
수집기 부하 계측 시스템
자주식 수집기의 등가 부하 분석을 위한 부하 계측 시스템은 Fig. 2와 같이 개발하였다. 주행부하 분석을 위하여, 궤도의 구동 스프로킷에 휘스톤 브릿지 구성으로 스트레인 게이지를 표면에 부착하여 텔레매트리 장비를 통해 토크를 무선으로 측정하였다. 스프로킷 회전 속도는 스프로킷에 축을 연장하고 엔코더를 장착하여 측정하였다. 엔진 속도는 플라이휠에 반사 마커를 부착하고 광검출기로 회전 주기를 측정하여 구하였다. 주행 속도는 차량 본체에 GPS (Global Positioning System) 모듈을 장착하여 측정하였다. 데이터는 DAQ (Data Acquisition)를 통해 300Hz의 샘플링 속도로 수집하였다. 수집기 계측 시스템에 사용된 센서의 사양은 Table 2와 같다.
Table 2.
Specification of measurement system
현장 계측 실험
현장 실험은 Fig. 3과 같이 한지형 마늘(경북 의성군 의성읍) 및 밭양파(전남 무안군 청계면) 작물 2종을 대상으로 수행하였다. 필지는 트랙터 부착형 굴취 수확기로 작물이 노면에 굴취된 상태였으며, 육안상 뚜렷한 경사가 관찰되지 않는 평탄지였다. 토양은 모두 양토였으며, 토양 체적 함수율은 한지형 마늘 필지 26.77%, 밭양파 필지 32.14%, 깊이 0~20 cm의 평균 원추지수는 각각 357 kPa 및 819 kPa로 나타났다. 실험조건은 엔진 회전속도 3수준(2000, 2300, 2600 rpm) 및 수집기 주행속도 3수준(0.1, 0.2, 0.3 m/s)에서 조건별 1회 수행하였으며, 각 조건별 30초 이상의 정상 작업 구간을 추출하여 분석에 사용하였다.
FFT 기반 회전 고조파 제거
자주식 수집기의 스프로킷 토크 데이터 후처리를 위해 FFT (Fast Fourier Transform) 기반 회전 고조파 제거를 적용하였다. 스프로킷 토크 계측에 사용된 스트레인 게이지는 스프로킷의 기하학적 형상으로 인해 휘스톤 브릿지의 대칭 배치가 Fig. 4와 같이 구조적으로 제한되었다. 이러한 편측 부착 조건에서는 스프로킷이 1회전할 때마다 브릿지 출력에 주기적 오차가 발생하며, 이는 주파수 영역에서 회전 기본주파수(f₁ = n/60, n: 스프로킷 회전속도)와 그 정수배 성분으로 나타난다.
원시 신호에 대해 고속 푸리에 변환(FFT)을 적용하여 주파수 스펙트럼을 분석한 결과, 회전 기본주파수의 1차(1×) 및 2차(2×) 고조파 성분에서 편측 오차에 의한 피크가 확인되었다. 3차 이상의 고조파 성분은 크기가 미미하여 무시하였으며, 회전 고조파에 해당하지 않는 저주파 성분은 수집기의 실제 작업 부하 거동에 의한 것으로 판단하여 보존하였다.
후처리는 다음의 절차로 수행하였다. 먼저 각 측정 구간의 평균 스프로킷 회전속도를 산출하여 1차 및 2차 주파수를 특정하였다. 이때, FFT는 신호를 계측 구간 길이에 따라 정해지는 주파수 분해능 간격의 이산적인 빈(bin) 단위로 분해하는 반면, 회전 고조파 주파수는 회전속도에 의해 결정되는 연속값이므로 특정 빈과 정확히 일치하지 않을 수 있다. 따라서, 각 고조파 주파수의 ±15% 허용 범위 내에서 진폭 피크를 보이는 빈과 스펙트럼 누설이 나타나는 직접 인접 빈으로 제거 대상으로 선정하였다. 이후 해당 주파수 빈의 복소 계수를 FFT 스펙트럼에서 제거하고, 역 고속 푸리에 변환(Inverse Fast Fourier Transform, IFFT)을 통해 시간 도메인 신호를 복원하였다. 이 과정을 통해 회전 동기 오차가 제거된 유효 토크 신호를 추출하였으며, 이후 모든 분석은 복원된 신호를 기준으로 수행하였다. 본 방법은 특정 주파수 빈의 복소 계수만을 제거하므로, 제거 대상 외 주파수 성분과 신호의 평균값은 수학적으로 완전히 보존된다.
등가부하 분석
변동 하중 조건에서의 피로 수명 설계를 위해 실측 토크 데이터로부터 등가 토크(equivalent torque)를 산출하였다. 등가 토크는 실제 변동 하중과 동일한 피로 손상을 유발하는 대표 하중값으로, 하중 구간별 토크와 발생 비율의 가중 합으로 정의된다.
이때, = 등가 부하(Nm), = 발생 빈도비, = 구간 평균 토크(Nm), 𝜆 = 피로 손상 지수이다.
본 연구에서 계측한 스프로킷 토크는 스프로킷 자체의 피로 평가가 아닌, 구동계 부하의 계측 및 등가화 지점으로 활용된다. 궤도 스프로킷은 치면 마모가 지배적인 부품으로 표준화된 피로 손상 지수가 존재하지 않는 반면, 산출된 등가부하가 적용되는 동력전달계 기어에 대해서는 기어 굽힘 피로 기준(ISO 6336-6)이 확립되어 있다. 이에 λ는 해당 기준의 3을 적용하였다(International Organization for Standardization, 2019). 하중 구간 분류는 각 운전 조건별로 후처리된 토크 신호의 전체 범위를 동일 크기의 구간으로 나누는 히스토그램 방식으로 수행하였으며, 구간 수는 8개로 설정하였다. 각 구간의 대표값은 해당 구간의 중앙값을 사용하였다.
또한 기어의 피로 수명 설계에 필요한 등가 회전속도를 아래와 같이 산출하였다.
이때, = 등가 회전속도(rpm), = 작용 시간 비율, = 구간 평균 회전속도(rpm)이다.
등가부하와 평균 부하의 비교는 트랙터 등가토크 분석에 관한 선행연구(Baek et al., 2019)에서도 수행된 바 있으며, 본 연구에서는 이를 작업 조건 간 비교가 가능한 정량적 지표로 활용하기 위해 등가 토크의 산술평균 대비 비율인 지수를 정의하여 각 작업 조건별로 산출하였다.
이때, = 산술평균 토크(Nm) 이다.
또한 평균 부하 기반 설계와 등가부하 기반 설계 간 피로 수명 차이를 정량화하기 위해, Miner 누적손상법칙에 따라 수명 과대평가율 L을 다음과 같이 정의하였다.
이때 = 평균 토크를 설계 하중으로 사용할 경우 등가 토크 기준 대비 피로 수명이 과대평가되는 비율(%)이다.
Results and Discussion
시계열 부하 특성
자주식 수집기 스프로킷의 시계열 부하 특성에 대한 예시는 Fig. 5와 같다. 해당 부하 데이터는 양파 대상, 엔진 회전속도 2000 rpm, 주행속도 0.2 m/s에서 얻어진 원본 데이터를 나타낸다. 좌우 스프로킷 회전속도의 경우 운전석 조작 없이는 약 20 rpm으로 유지되며, 운전석 핸들 조작 시점에서 스키드 조향 방식에 따라 좌우 회전속도에 차이가 발생한다. 좌우 스프로킷 토크는 작업 중 큰 변동이 발생하며, 스트레인 게이지의 편측 부착에 기인한 회전 동기 오차가 중첩되어 약 400 Nm의 변동폭이 나타났다. 이는 노면 조건 및 작업 진동에 의한 실제 부하 변동으로 보기 어려운 수준으로, 회전 고조파 성분 제거의 필요성을 보여준다.
회전 고조파 제거 결과
수집기 좌·우 스프로킷 토크에 대한 FFT 기반 회전 고조파 제거 결과는 Fig. 6과 같다. Fig. 6(a)는 대표 조건(밭양파, 엔진 회전속도 2000 rpm, 주행속도 0.2 m/s)의 좌측 스프로킷 토크에 대한 원시 신호, 고조파 제거 신호 및 제거된 고조파 성분의 시계열을 나타낸다. 제거된 성분은 평균 0을 중심으로 하는 주기 신호로, 스프로킷 회전과 동기된 규칙적 진동 형태를 보였다. Fig. 6(b)의 주파수 스펙트럼에서는 해당 조건의 스프로킷 회전 기본주파수(f₁ = 0.325 Hz)의 1차 및 2차 고조파에서 뚜렷한 피크가 확인되었으며, 제거 후 해당 피크가 소거되고 그 외 주파수 성분은 유지되었다.
제거된 성분이 실제 작업 부하가 아닌 회전 동기 오차임을 검증하기 위해, 전체 18개 작업조건의 좌·우 토크에서 제거된 지배 성분의 주파수를 각 조건에서 계측된 스프로킷 회전 주파수와 대조하였다(Fig. 6(c)). 제거 주파수는 모든 조건에서 회전 기본주파수의 정수배(fremoved = nf₁)와 일치하였으며(R² = 0.987), 주행속도 증가에 따라 회전 주파수에 비례하여 이동하였다. 이는 제거 대상이 노면 조건이나 작물 부하가 아닌, 게이지 편측 부착에 기인한 회전 동기 오차임을 보여준다. 또한 본 방법은 해당 주파수 빈의 계수만을 제거하므로, 필터링 전후 평균 토크 및 저주파 작업 부하 대역의 에너지 변화는 발생하지 않았다.
고조파 제거 후 좌·우 스프로킷 토크의 조건별 기술통계는 Table 3과 같다. 18조건 평균 기준 좌측 스프로킷 토크의 표준편차는 원본 168.4 Nm에서 제거 후 87.9 Nm로 약 47.8% 감소하였으며, 우측은 원본 102.7 Nm에서 67.3 Nm로 약 34.5% 감소하였다. 좌측의 감소율이 우측보다 크게 나타난 것은 원본 좌측 신호에 포함된 회전 동기 오차의 절대 크기가 우측보다 컸기 때문이다. 이러한 오차는 부하 변동성을 과대평가하는 방향으로 작용하므로, 고조파 제거를 거치지 않은 등가부하 분석은 를 과대 산출하게 된다. 다만 제거 후에도 좌측 토크의 변동계수(CV)는 41.3~43.2%로 우측(18.7~28.6%) 대비 약 1.5~2배 높게 유지되었으며, 이는 좌·우 구동계의 부하 특성 차이가 계측 오차가 아닌 실제 신호 수준에 존재함을 시사한다. 따라서 본 연구에서는 고조파가 제거된 신호를 입력으로 좌·우 스프로킷의 등가부하를 독립적으로 산출하였다. 한편 일부 조건에서는 고조파 제거 후에도 최소 토크가 -118 Nm로 음의 토크를 보였으며 이는 노면의 무너짐, 충격 등에 의한 국소적인 역방향 하중에 의한 것으로 분석된다. 등가부하 산출 시에는 절댓값으로 적용되어 크기 기준 피로 손상에 반영되었다.
Fig. 6.
Sprocket torque signal before and after rotational harmonic removal: (a) representative time series of the raw torque, harmonic-removed torque, and removed harmonic component; (b) frequency spectra before and after removal, where the 1× and 2× rotational harmonic peaks are eliminated; (c) removed peak frequencies versus measured sprocket rotational harmonic frequencies for all 18 operating conditions
Table 3.
Descriptive statistics of left and right sprocket torques after FFT-based filtering
등가부하 산출을 위한 하중 구간 분할은 18개 운전 조건별로 각 조건의 최솟값–최댓값 범위에서 8개 등간격 구간으로 독립 수행하였다. 한편 작물 및 좌·우 구동계에 따른 전반적 부하 분포 특성을 파악하기 위해, 작물별로 전체 운전 조건의 토크 데이터를 통합한 분포를 Fig. 7에 나타냈다. 두 작물 모두 평균값을 포함하는 중앙 구간에 빈도가 가장 높게 분포하였다. 왜도는 양파 조건에서 좌측 +0.211, 우측 −0.373, 마늘 조건에서 좌측 −0.073, 우측 +0.252로 모든 분포에서 ±0.4 이내의 근사 대칭 형태를 보였다. 첨도는 양파 조건에서 좌측 +2.068, 우측 +1.235, 마늘 조건에서 좌측 +0.151, 우측 +1.541로 모든 분포에서 양수로 나타나, 정규분포 대비 평균 부근에 집중된 분포 형태를 보였다. 한편 모든 분포에서 양 끝 구간의 빈도는 1% 이내로 매우 낮았으나, 등가부하 산출 시 거듭제곱으로 가중되기 때문에 이러한 저빈도 고부하 구간이 누적 손상에 미치는 영향은 단순 평균 토크보다 크게 평가된다. 이는 수집기 구동계 설계 시 등가부하를 함께 고려해야 하는 높은 토크값이 존재함을 보여준다.
등가부하 분석 결과
18개 운전 조건 전체에 대해 산출된 좌·우 스프로킷 토크의 등가부하(), 등가회전속도() 및 등가-평균 비율()은 Table 4와 같다. 는 모든 조건에서 1보다 크게 산출되었으며, 좌측은 1.015~1.123, 우측은 1.005~1.050의 범위를 보였다. 이는 평균 토크가 등가부하보다 일관되게 낮게 평가됨을 의미하며, 평균값을 설계 입력으로 사용할 경우 실제 피로 부하를 과소평가할 가능성을 시사한다.
Table 4.
Equivalent torque, equivalent rotational speed, and equivalent-to-mean torque ratio of the left and right sprockets under 18 operating conditions
| Crop |
Engine speed (rpm) |
Travel speed (m/s) | Left sprocket | Right sprocket | ||||
| * (Nm) | ** (rpm) | *** | (Nm) | (rpm) | | |||
| Onion | 2000 | 0.1 | 419.4 | 11.79 | 1.035 | 409.1 | 11.56 | 1.028 |
| 0.2 | 376.7 | 19.46 | 1.028 | 442.9 | 19.93 | 1.026 | ||
| 0.3 | 394.2 | 31.42 | 1.015 | 410.5 | 31.88 | 1.012 | ||
| 2300 | 0.1 | 382.8 | 12.1 | 1.033 | 443.4 | 12.15 | 1.015 | |
| 0.2 | 394.9 | 23.09 | 1.021 | 422.8 | 23.28 | 1.029 | ||
| 0.3 | 381.9 | 33.91 | 1.123 | 408.6 | 34.49 | 1.038 | ||
| 2600 | 0.1 | 391 | 12.73 | 1.096 | 412.6 | 12.75 | 1.05 | |
| 0.2 | 347.2 | 28.22 | 1.057 | 395.2 | 28.28 | 1.029 | ||
| 0.3 | 351.2 | 39.37 | 1.044 | 428.5 | 39.29 | 1.03 | ||
| Garlic | 2000 | 0.1 | 416.6 | 8.01 | 1.048 | 452.6 | 8.02 | 1.05 |
| 0.2 | 422.8 | 15.53 | 1.053 | 448.6 | 15.59 | 1.044 | ||
| 0.3 | 425 | 25.89 | 1.034 | 428.4 | 25.73 | 1.013 | ||
| 2300 | 0.1 | 414.4 | 12.3 | 1.04 | 430.8 | 12.52 | 1.005 | |
| 0.2 | 414.5 | 23.68 | 1.045 | 417.3 | 23.83 | 1.007 | ||
| 0.3 | 425.4 | 32.56 | 1.043 | 429.2 | 32.62 | 1.012 | ||
| 2600 | 0.1 | 334.5 | 12.63 | 1.078 | 440.1 | 12.95 | 1.014 | |
| 0.2 | 406.1 | 23.08 | 1.069 | 425.3 | 23.61 | 1.009 | ||
| 0.3 | 386.5 | 33.9 | 1.07 | 412.2 | 33.97 | 1.013 | ||
좌·우 비교에서는 모든 18조건에서 좌측 가 우측 를 초과하였으며, 특히 밭양파 2300 rpm·0.3 m/s 조건에서 좌측 가 1.123으로 가장 크게 나타났다. 이는 해당 조건의 좌측 토크 변동성이 다른 조건 대비 상대적으로 컸기 때문으로 해석된다. 작물별로는 좌측 의 평균이 밭양파 1.050, 한지형 마늘 1.053, 우측 는 밭양파 1.028, 한지형 마늘 1.018로 작물 종류와 무관하게 우측 구동계의 부하 안정성이 일관되게 유지됨이 확인되었다. 한지형 마늘 우측의 경우 9조건 중 7조건이 ≤ 1.015 수준으로, 등가부하의 평균 토크 대비 증가가 1.5% 이내에 그치는 안정적 거동을 보였다. 한편 좌·우 스프로킷 토크는 18조건에서 우측 토크가 좌측 토크 대비 평균 11.6% 더 크게 나타났으며, 이는 수집기의 무게중심 분포 및 작업자 탑승 위치 등 구조적 요인에 기인한 것으로 추정된다.
의 조건 간 변동계수는 좌측 2.5%, 우측 1.4%로, 평균 토크의 조건 간 변동계수인 좌측 7.8%, 우측 3.7%보다 현저히 작게 유지되었다. 이는 부하 변동성이 등가부하에 미치는 영향이 작업 조건과 무관하게 안정적인 비율로 나타남을 의미하며, 가 좌·우 구동계별 보정계수로 활용될 수 있음을 보여준다. 다만 등가부하의 절대값은 작업 조건에 따른 평균 토크의 변동에 지배되므로, 단일 대표 설계 하중의 결정에는 작업 조건별 사용 시간 비율에 대한 정보가 추가로 요구된다.
산출된 를 Miner 누적손상법칙 기반의 수명 과대평가율 L로 환산한 결과를 Fig. 8에 도시하였다. 18조건의 과대평가율은 1.5~29.4% 범위에 분포하였으며, 모든 조건에서 좌측이 우측을 상회하였다. 또한 등가부하와 평균 토크의 차이는 최대 12% 수준이었으나 수명 과대평가율로는 최대 29.4%에 달하여, 평균 부하 기반 설계 시 작은 부하 차이가 큰 수명 오차로 이어질 수 있음이 확인되었다. 작물별 평균 기준 좌측은 13.1~14.3%, 우측은 5.2~8.0%로, 좌측 스프로킷의 평균 수명 과대평가율은 우측의 약 2배 수준이었다. 이는 좌·우 구동계가 동일 사양으로 설계되더라도 실제 피로 수명 평가 시에는 수집기 구조적 특성 및 현장 노면 조건을 고려하여 좌·우를 독립적으로 분석해야 함을 보인다.
Conclusion
본 연구에서는 자주식 수집기의 좌·우 스프로킷 토크에 대한 등가부하 특성을 분석하였다. 한지형 마늘 및 밭양파 2종 작물을 대상으로 엔진 회전속도 3수준 및 주행속도 3수준의 총 18개 운전 조건에서 좌·우 스프로킷 토크를 계측하였으며, FFT 기반 회전 동기 고조파(1차, 2차) 제거를 수행한 후 8구간 등가부하 분석을 수행하였다.
분석 결과, 좌·우 스프로킷 토크의 등가평균비율()은 좌측 1.015~1.123, 우측 1.005~1.050으로 산출되어 모든 조건에서 평균 토크가 등가부하 대비 낮게 평가됨이 확인되었다. 이를 Miner 누적손상법칙 기반의 수명 과대평가율로 환산할 경우 좌측 13.1~14.3%, 우측 5.2~8.0%, 최대 29.4%에 달하였으며, 좌측 스프로킷의 평균 수명 과대평가율이 우측 스프로킷 대비 약 2배 높게 나타났다. 이러한 좌·우 비대칭은 작물 종류와 무관하게 일관되게 관찰되었으며, 우측 구동계는 작물 및 운전 조건 변화에 대해 상대적으로 안정된 부하 거동을 나타냈다.
한편 등가평균비율의 조건 간 변동(변동계수 좌측 2.5%, 우측 1.4%)은 평균 토크의 조건 간 변동(각각 7.8%, 3.7%)보다 현저히 작게 유지되었다. 이는 주행부의 피로 설계 하중이 작업조건에 의존하는 부하 수준과 조건에 둔감한 변동성 보정으로 분리됨을 의미하며, 등가평균비율은 좌·우 구동계별 안정적 보정계수로 활용될 수 있다. 다만 등가부하의 절대값은 평균 토크의 조건 의존성에 지배되므로, 단일 대표 설계 하중의 결정에는 작업조건별 사용 시간 비율 정보가 추가로 요구된다.
본 연구에서 제시한 등가부하 및 보정계수는 부품에 작용하는 하중 입력의 산정에 해당하며, 부품의 절대 피로 수명은 소재의 S-N 곡선, 응력 집중, 표면 상태, 안전계수 등을 종합적으로 고려하여 별도로 평가되어야 한다. 향후 연구에서는 자주식 수집기 좌·우 구동계 비대칭의 기구학적 원인 규명을 통해, 작업 자세 제어 및 하중 분배 특성과 등가부하 산출값 간의 분석에 관한 연구를 수행할 예정이다.
