陽貴兵,馬曉軍,廖自力,劉春光(裝甲兵工程學(xué)院陸戰(zhàn)平臺全電化技術(shù)重點實驗室,北京100072)

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輪轂電機驅(qū)動車輛雙重轉(zhuǎn)向直接橫擺力矩控制

陽貴兵,馬曉軍,廖自力,劉春光
(裝甲兵工程學(xué)院陸戰(zhàn)平臺全電化技術(shù)重點實驗室,北京100072)

摘要:針對某型8輪輪轂電機驅(qū)動車輛,設(shè)計一種基于直接橫擺力矩控制的雙重轉(zhuǎn)向控制方法,建立車輛雙軌2自由度動力學(xué)模型,研究包含滑移轉(zhuǎn)向工況的車輛參考模型,并對滑移轉(zhuǎn)向比采用基于車速與路面附著條件的模糊調(diào)節(jié)。為平衡橫擺角速度控制與質(zhì)心側(cè)偏角限制之間的矛盾,在控制模型中,以橫擺角速度作為直接控制變量,以質(zhì)心側(cè)偏角作為約束量,采用滑模變結(jié)構(gòu)控制算法計算期望的橫擺力矩,橫擺力矩分配過程中采用預(yù)分配與驅(qū)動防滑控制相結(jié)合的分配策略。利用硬件在環(huán)實時仿真平臺對所提出的雙重轉(zhuǎn)向控制算法進行分析驗證,仿真結(jié)果表明:采用雙重轉(zhuǎn)向控制,能有效提高車輛轉(zhuǎn)向的機動靈活性和操縱穩(wěn)定性,對于提高輪式裝甲車輛戰(zhàn)場生存能力具有重要意義。

關(guān)鍵詞:兵器科學(xué)與技術(shù);輪轂電機;雙重轉(zhuǎn)向;直接橫擺力矩控制;硬件在環(huán)

0　引言

雙重轉(zhuǎn)向,是將傳統(tǒng)輪式車輛依靠轉(zhuǎn)向機構(gòu)的自然轉(zhuǎn)向與履帶式車輛滑移轉(zhuǎn)向相結(jié)合的一種轉(zhuǎn)向方式[1]。一方面,可有效彌補傳統(tǒng)輪式車輛轉(zhuǎn)向機動性的不足;另一方面,又可有效克服純滑移轉(zhuǎn)向所帶來的輪胎磨損嚴(yán)重、功率消耗大以及高速穩(wěn)定性差等缺點[2]。

直接橫擺力矩控制(DYC)是目前應(yīng)用比較廣泛的車輛操縱穩(wěn)定性控制技術(shù)[3-5]。傳統(tǒng)的直接橫擺力矩控制,是通過ABS系統(tǒng)產(chǎn)生的縱向制動力來滿足其直接橫擺力矩要求,這種制動型的DYC控制在執(zhí)行過程中會降低車輛過彎車速[5]。針對這種不足,有研究者提出DYC +主動轉(zhuǎn)向相結(jié)合的控制方式,例如,DYC +主動前輪轉(zhuǎn)向控制(AFS)[6]、DYC +主動后輪轉(zhuǎn)向控制(ARS)以及DYC +4輪轉(zhuǎn)向控制(4WS)[7]。新型分布式輪轂電機驅(qū)動車輛,可通過同時控制輪轂電機的驅(qū)動/制動轉(zhuǎn)矩來實現(xiàn)直接橫擺力矩控制,從而避免了傳統(tǒng)單一制動DYC控制所帶來的不足,并且為輪轂電機驅(qū)動車輛雙重轉(zhuǎn)向控制提供了可能[8-9]。

本文以某型8輪分布式輪轂電機驅(qū)動裝甲車輛為研究對象,建立車輛雙軌2自由度動力學(xué)模型以及零化質(zhì)心側(cè)偏角參考模型,對參考模型的滑移轉(zhuǎn)向比進行基于車速與路面附著系數(shù)的模糊調(diào)節(jié);控制模型以橫擺角速度作為直接控制變量,以質(zhì)心側(cè)偏角作為約束量,采用滑?？刂品椒ㄓ嬎闫谕麢M擺力矩,通過轉(zhuǎn)矩控制模塊對8個驅(qū)動電機的轉(zhuǎn)矩進行分配。最后,利用硬件在環(huán)實時仿真平臺,針對不同車速、不同路面附著和不同轉(zhuǎn)向操作工況進行實時仿真分析。

1　車輛動力學(xué)模型

對于具有雙重轉(zhuǎn)向功能的車輛,在進行較激烈的小半徑轉(zhuǎn)向時,同軸兩側(cè)車輪的載荷會進行重新分配,從而導(dǎo)致左右兩側(cè)車輪的側(cè)偏剛度也出現(xiàn)不同程度的變化,直接影響車輛的操縱穩(wěn)定性[10]。因此,單軌2自由度車輛模型不能滿足本文雙重轉(zhuǎn)向控制的要求。若不考慮車輛的縱向加減速,假設(shè)車輛轉(zhuǎn)彎縱向車速不變,建立只包含橫向和橫擺運動的雙軌2自由度動力學(xué)模型,如圖1所示。

橫向運動:

圖1　車輛雙軌2自由度動力學(xué)模型Fig.1 Double-track kinematics model of vehicle with 2-DOF

式中:υχ、υy分別為車輛縱向和橫向速度;Fχi為第i個車輪的縱向力;Fyi為第i個車輪的橫向力;γ為橫擺角速度;δi為第i個車輪的轉(zhuǎn)向角;m為整車質(zhì)量。

橫擺運動:

式中:M為橫擺力矩,

l為車輛的輪距;Iz為繞質(zhì)心的轉(zhuǎn)動慣量;a、b、c、d分別為第1軸、第2軸、第3軸、第4軸距離車輛質(zhì)心處的距離。

2　車輛參考模型

車輛質(zhì)心、輪胎側(cè)偏角表達式為

式中:β為質(zhì)心側(cè)偏角;αi為第i個車輪的側(cè)偏角。

為了使運算不至于太過復(fù)雜,將非線性輪胎模型的側(cè)向力用一個線性函數(shù)再加一個非線性增量進行擬合。

式中:Cαi為第i個車輪的側(cè)偏剛度,采用文獻[11]中根據(jù)試驗數(shù)據(jù)的試湊法獲得。

根據(jù)文獻[12],車輛參考模型可表示為

式中:X = [β γ]T為車輛的狀態(tài)變量;δ為轉(zhuǎn)向輪轉(zhuǎn)角。

將(4)式、(5)式代入到(1)式和(2)式中得到系統(tǒng)狀態(tài)方程為

其中

2.1控制變量期望值

當(dāng)車輛進行理想自然軌跡轉(zhuǎn)向時,此時質(zhì)心側(cè)偏角值較小,參考模型簡化成零化質(zhì)心側(cè)偏角模型。

式中: Xd= [0 γ*]T.解得零化質(zhì)心側(cè)偏角模型的兩個變量參考值為

式中:a11,…,a22、h11,…,h24分別為矩陣A和矩陣C的子模塊。

(8)式計算出的參考橫擺角速度值為質(zhì)心側(cè)偏角為0時的參考值,即符合阿克曼理想轉(zhuǎn)向模型下的橫擺角速度值,當(dāng)車輛在一定工況下需要進行滑移轉(zhuǎn)向來實現(xiàn)小半徑轉(zhuǎn)向時,此時,期望的橫擺角速度值,顯然要大于理想轉(zhuǎn)向模型的參考橫擺角速度值,在此,對參考橫擺角速度值作如下調(diào)整:

式中:比例系數(shù)K即為滑移轉(zhuǎn)向比,K越大,參考橫擺角速度越大,所進行的滑移轉(zhuǎn)向也就越大。

γref值的確定,同時要考慮最大橫向路面附著系數(shù)的限制,即最大側(cè)向加速度ay=μ·g,μ為路面最大附著系數(shù),在質(zhì)心側(cè)偏角很小時,ay≈γ·υχ,所以期望的橫擺角速度還應(yīng)該滿足

綜合(9)式和(10)式,橫擺角速度期望值為

2.2滑移轉(zhuǎn)向比

滑移轉(zhuǎn)向比K的取值,要同時兼顧車輛轉(zhuǎn)向機動靈活性和操縱穩(wěn)定性,車速較低、路面情況較好的情況下,可以選擇較大的K值,增大滑移轉(zhuǎn)向,提高車輛機動靈活性;在車速較高,或者路面附著系數(shù)較低時,應(yīng)該盡量降低甚至不進行滑移轉(zhuǎn)向?；谏鲜龇治?本文采用模糊調(diào)節(jié)方法,對滑移轉(zhuǎn)向比K值進行調(diào)節(jié),模糊控制器的輸入分別為車速υ和路面最大附著系數(shù)μ,表1為模糊推理調(diào)節(jié)規(guī)則,分別>以S、M、L、VL代表小、中、大和很大。圖2～圖4分別為路面附著系數(shù)、車速和滑移轉(zhuǎn)向比的隸屬度函數(shù),圖5為滑移轉(zhuǎn)向比的映射圖。車速大于30 km/ h 時,滑移轉(zhuǎn)向比設(shè)定為1.

表1　滑移轉(zhuǎn)向比K的模糊規(guī)則Tab.1 Fuzzy reasoning rule for K

圖2　路面附著系數(shù)μ隸屬度函數(shù)Fig.2 Membership function of μ

圖3　車速υ隸屬度函數(shù)Fig.3 Membership function of υ

圖4　滑移轉(zhuǎn)向比K的隸屬度函數(shù)Fig.4 Membership function of K

3　雙重轉(zhuǎn)向控制策略

3.1轉(zhuǎn)向控制結(jié)構(gòu)

圖5　滑移轉(zhuǎn)向比K的映射圖Fig.5 Mapping of K

橫擺角速度和質(zhì)心側(cè)偏角是表征車輛穩(wěn)定性的兩個重要變量[5]。車身橫擺角速度,在車輛質(zhì)心側(cè)偏角較小時,能反映車輛的穩(wěn)定性,但是當(dāng)車輛質(zhì)心側(cè)偏角較大,尤其是發(fā)生側(cè)滑等情況時,由于車輛的側(cè)滑不會造成橫擺角速度值的變化,因此,單純對橫擺角速度進行控制,在發(fā)生側(cè)滑等工況時,無法有效改善車輛的操縱穩(wěn)定性;采用質(zhì)心側(cè)偏角作為控制變量,一般是將質(zhì)心側(cè)偏角為零作為控制目標(biāo),這是一種軌跡保持的控制方式,一定程度上會降低車輛的轉(zhuǎn)向靈活性。因此,本文擬采用橫擺角速度作為直接控制變量,并通過實時估計車輛質(zhì)心側(cè)偏角,在質(zhì)心側(cè)偏角超過設(shè)定的閾值后,對參考橫擺角速度值進行限制,以平衡橫擺角速度控制與質(zhì)心側(cè)偏角限制之間的矛盾?？刂平Y(jié)構(gòu)如圖6所示。圖6中ρ為驅(qū)動踏板信號。

圖6　雙重轉(zhuǎn)向控制結(jié)構(gòu)Fig.6 Control structure of dual-steering

3.2期望橫擺力矩

本文采用滑模變結(jié)構(gòu)算法計算期望橫擺力矩,滑模變結(jié)構(gòu)控制算法由于對外部干擾具有較強的魯棒性[13],因此,在車輛直接橫擺力矩控制中得到較為廣泛的應(yīng)用。

選取滑模面:

采用指數(shù)趨近率:

式中:K1＞0;ε＞0.根據(jù)(12)式:S·=γ·-γ·β_lim,代入(13)式得

將(14)式與車輛雙軌2自由度動力學(xué)模型的橫擺運動方程聯(lián)立,消去γ·,得車輛穩(wěn)轉(zhuǎn)向期望橫擺力矩:

3.3轉(zhuǎn)矩分配策略

本文在直接橫擺力矩分配過程中,采用預(yù)分配與單輪防滑控制相結(jié)合的轉(zhuǎn)矩分配策略,預(yù)分過程中,以滿足整車縱向牽引力需求和橫擺力矩需求為約束條件,分配策略如下:

式中:TL、TR分別表示左、右側(cè)4個電機轉(zhuǎn)矩,預(yù)分配時,同側(cè)4個電機給定相同;Td為驅(qū)動踏板對應(yīng)的總需求力矩。

由于各個驅(qū)動輪的載荷不同以及行駛路面條件的差異,附著條件較差的驅(qū)動輪不一定能輸出期望的轉(zhuǎn)矩,從而達不到整車牽引力以及期望橫擺力矩的需求,影響車輛轉(zhuǎn)向的穩(wěn)定性?；诖?在預(yù)分配之后針對單個車輪進行防滑控制,將車輪滑轉(zhuǎn)率控制在最優(yōu)值附近,最大限度利用路面附著力,同時,將因防滑控制而減小的驅(qū)動力增加到同側(cè)其它未滑轉(zhuǎn)車輪上,最大限度滿足整車驅(qū)動力和橫擺力矩需求,驅(qū)動防滑控制方法參考文獻[14],最終分配給各個驅(qū)動輪的轉(zhuǎn)矩為T1,…,T8.

4　硬件在環(huán)實時仿真

本文采用基于實車中央控制器的硬件在環(huán)實時仿真實驗對所提出的雙重轉(zhuǎn)向控制方法進行驗證分析,硬件在環(huán)實時仿真實驗是樣車研制過程中必不可少的一環(huán),可以縮短樣車的調(diào)試周期,降低調(diào)試成本以及安全風(fēng)險,本文硬件在環(huán)實時仿真平臺結(jié)構(gòu)如圖7所示。

圖7　硬件在環(huán)實時仿真平臺Fig.7 Hardware-in-loop real-time simulation platform

該平臺包括駕駛員操縱系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、電機驅(qū)動系統(tǒng)以及動力學(xué)實時仿真系統(tǒng)4個部分,其中電機驅(qū)動系統(tǒng)與控制系統(tǒng)采用Flexray總線通信,其它系統(tǒng)采用CAN總線進行通訊?？刂扑惴ㄒ源a形式下載到實車中央控制器,進行實時控制。

主要仿真參數(shù)如表2所示。

表2　主要仿真參數(shù)Tab.2 Main simulation parameters

采用對比實驗,雙重轉(zhuǎn)向控制與無控制模型進行對比。無控制狀態(tài)時,8個電機轉(zhuǎn)矩進行平均分配,車輛轉(zhuǎn)向依靠機械轉(zhuǎn)向機構(gòu)進行純自然轉(zhuǎn)向。

實驗1:良好路面低速小半徑轉(zhuǎn)向(路面附著系數(shù)μ=0.8,車速υ＜30 km/ h).

圖8　良好路面低速小半徑轉(zhuǎn)向?qū)嶒濬ig.8 Steering with small radius at low speed on fine road

由圖8的實驗結(jié)果可知,在駕駛信號相同的條件下,采用雙重轉(zhuǎn)向控制,車輛的最大橫擺角速度為0.34 rad/ s,而未控制時最大橫擺角速度為0.31 rad/ s;轉(zhuǎn)向半徑也由無控制狀態(tài)下的22 m減小到17 m,同時,車輛總力矩維持不變。對比實驗可知,采用雙重轉(zhuǎn)向控制,可有效減小轉(zhuǎn)向半徑,提高車輛轉(zhuǎn)向的機動靈活性,減小了駕駛員的操縱負(fù)擔(dān)。

實驗2:低附著路面高速大半徑轉(zhuǎn)向(路面附著系數(shù)μ=0.4,車速υ＞60 km/ h),實驗結(jié)果如圖9所示。

圖9　低附著路面高速大半徑轉(zhuǎn)向Fig.9 Steering with large radius at high speed on low adhesion road

在低附著路面行駛或者是高速運行狀態(tài)下,車輛基本按照理想轉(zhuǎn)向模型進行轉(zhuǎn)向,滑移轉(zhuǎn)向比為1,此時,雙重轉(zhuǎn)向控制以車輛轉(zhuǎn)向穩(wěn)定性為控制目標(biāo)。由對比實驗可知,在低附著路面高速大半徑轉(zhuǎn)向時,相同駕駛信號給定的前提下,采用雙重轉(zhuǎn)向控制的車輛,轉(zhuǎn)向軌跡更接近理想轉(zhuǎn)向模型下的運行軌跡,轉(zhuǎn)向穩(wěn)定性得到提高。

實驗3:極限小半徑轉(zhuǎn)向(路面附著系數(shù)μ= 0.8,方向盤滿程),實驗結(jié)果如圖10所示。該實驗主要是測試車輛極限轉(zhuǎn)向性能,即所能達到的最小轉(zhuǎn)向半徑。

圖10　極限小半徑轉(zhuǎn)向Fig.10 The minimum radius steering

由實驗結(jié)果可知,無控制狀態(tài)下,車輛最小能達到的轉(zhuǎn)向半徑為11 m,即車輛在不借助幾次倒車的情況下,最小需要半徑為11 m的空間才能完成轉(zhuǎn)向;而施加雙重轉(zhuǎn)向控制之后,最小轉(zhuǎn)向半徑達到5 m,大大減小了轉(zhuǎn)向所需空間。

從以上3個具有針對性的實驗可以看出,采用雙重轉(zhuǎn)向控制對于改善車輛轉(zhuǎn)向的機動靈活性和轉(zhuǎn)向穩(wěn)定性效果明顯。

5　結(jié)論

提出了輪轂電機驅(qū)動車輛雙重轉(zhuǎn)向直接橫擺力矩控制方法,以車輛雙軌2自由度動力學(xué)模型及參考模型為基礎(chǔ),建立包含滑?？刂破骱娃D(zhuǎn)矩分配模塊的轉(zhuǎn)向控制模型,并利用硬件在環(huán)實時仿真平臺進行不同車速和路面附著條件下的實時仿真實驗。實驗結(jié)果表明,采用雙重轉(zhuǎn)向控制的車輛,無論是在轉(zhuǎn)向機動靈活性還是操縱穩(wěn)定性方面都有明顯提高,這種技術(shù)運用到新型輪轂電機驅(qū)動裝甲車輛上,對提高裝甲車輛的戰(zhàn)場生存能力和戰(zhàn)場機動靈活性將有重要意義。

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Direct Yaw Moment Control in Dual-steering for In-wheel Motor Drive Vehicle

YANG Gui-bing, MA Xiao-jun, LIAO Zi-li, LIU Chun-guang
(The Key Lab of All-electric Technology of Land Warfare Platform, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China)

Abstract:A dual-steering control strategy based on direct yaw moment control for 8 in-wheel motor drive wheel vehicle is designed.A double-track vehicle kinematics model with 2-DOF is established.A vehicle reference model which includes the skid-steering condition is studied.And the skid-steering ratio is adjusted fuzzily based on the vehicle speed and the road adhesion condition.In order to balance the contradiction between the control of yaw rate and the limitation of side-slip angle, the yaw rate is set to be a direct control variable, and the side-slip angle is set to be a constraint variable in this model.The yaw torque is adjusted by sliding mode variable structure control algorithm.The driving torque is optimally distributed through the strategy of combining the predistribution and driving skid-resistance control.The proposed control algorithm for dual-steering established is proved and analyzed by a real-time simulation in hardware-in-loop.The simulated results indicate that the dual-steering control strategy can effectively improve the steering flexibility and operation stability of the in-wheel motor drive vehicle, which is of great significance for improving the battlefield viability of wheeled armored vehicles.

Key words:ordnance science and technology; in-wheel motor; dual-steering; direct yaw moment control; hardware-in-loop

作者簡介:陽貴兵(1987—),男,博士研究生。E-mail: 609794121@ qq.com;馬曉軍(1964—),男,教授,博士生導(dǎo)師。E-mail: maxiaojun_zgy@163.com

基金項目:國家自然科學(xué)基金項目(51507190)

收稿日期:2015-04-16

DOI:10.3969/ j.issn.1000-1093.2016.02.003

中圖分類號:TJ81

文獻標(biāo)志碼:A

文章編號:1000-1093(2016)02-0211-08