袁藝，蓋江濤，周廣明，高秀才，李訓(xùn)明，馬長軍

(1.中國北方車輛研究所，北京 100072;2.車輛傳動重點實驗室，北京 100072;3.陸軍裝備部駐北京地區(qū)第六軍事代表室，北京 100072)

0 引言

車輛的操縱性是指車輛能遵循駕駛員通過轉(zhuǎn)向系及轉(zhuǎn)向車輪給定方向行駛的能力。車輛的操縱性不僅影響車輛操縱的方便程度，也是影響高速車輛安全行駛的一個主要性能［1］。輪式車輛車速較高，為了保證其行駛安全性，學(xué)者們在輪式車輛操縱特性分析、操縱穩(wěn)定性試驗及評價、操縱穩(wěn)定性控制等方面進行了大量研究，建立了較完善的理論［1-8］。

傳統(tǒng)機械傳動履帶車輛的行駛車速遠低于輪式車輛，因此在其操縱性方面并沒有進行深入的分析研究。隨著電驅(qū)動技術(shù)在履帶車輛上的應(yīng)用，車輛速度大幅提升。美國陸軍安全中心曾經(jīng)對262 起坦克側(cè)翻事故原因進行統(tǒng)計［9］，發(fā)現(xiàn)以下9 項因素為事故主要原因，分別為: 車輛檢修不足27%、車速過高17%、通信不暢14%、夜間視野受限13%、道路狹窄9%、地面起伏8%、地面引導(dǎo)不當(dāng)5%、跟車過近3%及超車不當(dāng)3%。由此可以看出，高車速非常容易引起履帶車輛側(cè)翻，在所有事故原因中排第2。輪式車輛的轉(zhuǎn)向由轉(zhuǎn)向系統(tǒng)實現(xiàn)，而履帶車輛則通過其傳動裝置使兩側(cè)履帶產(chǎn)生轉(zhuǎn)速差，實現(xiàn)車輛轉(zhuǎn)向［10］。履帶車輛的電驅(qū)動裝置可以通過調(diào)節(jié)電機輸出來控制車輛運動［11-14］，實現(xiàn)電驅(qū)履帶車輛操縱穩(wěn)定性控制，防止車輛失穩(wěn)。

本文進行高速電驅(qū)動履帶車輛開環(huán)操縱特性以及基于人-車-路閉環(huán)系統(tǒng)的高速電驅(qū)動履帶車輛操縱特性的研究，以期為電驅(qū)履帶車輛操縱穩(wěn)定性評價及控制奠定基礎(chǔ)。

1 高速電驅(qū)動履帶車輛開環(huán)操縱特性分析

在高速履帶車輛模型的基礎(chǔ)上加入電驅(qū)動裝置模型，推導(dǎo)高速電驅(qū)動履帶車輛橫擺角速度對方向盤轉(zhuǎn)角的傳遞函數(shù)，并進行試驗驗證，然后對電驅(qū)動履帶車輛開環(huán)操縱特性進行分析。

1.1 履帶車輛橫擺運動傳遞函數(shù)

圖1 所示為履帶車輛轉(zhuǎn)向平面運動及受力示意圖。圖1 中: OXY 為大地坐標(biāo)系;oxy 為車輛坐標(biāo)系;o 為車輛幾何中心及質(zhì)心(假設(shè)質(zhì)心與幾何中心重合) ;B 為履帶中心距;L 為履帶接地段長度;O1與O2分別為內(nèi)側(cè)履帶與外側(cè)履帶的瞬時轉(zhuǎn)向中心;θ 為車輛橫擺角;為車輛橫擺角速度;φ為車輛航向角;β 為質(zhì)心側(cè)偏角;vs，ji、vsx，ji和vsy，ji(j=1，2) 分別為第j 側(cè)履帶第i 個負重輪下履帶與地面之間的滑動速度、滑動速度的x 軸方向分量及y 軸方向分量;v、vx和vy分別為車輛質(zhì)心速度、質(zhì)心速度的x 軸方向分量和y 軸方向分量;Fji、Fx，ji和Fy，ji(j=1，2) 分別為第j 側(cè)履帶第i 個負重輪下履帶與地面之間的剪切力、剪切力的x 軸方向分量和y 軸方向分量;R1和R2分別為作用于內(nèi)外側(cè)履帶的地面滾動阻力。

圖1 履帶車輛轉(zhuǎn)向平面運動示意圖Fig.1 Diagram of plane motion for steering of tracked vehicle

令車輛橫擺運動控制量u 為

式中:ε 為兩側(cè)履帶卷繞速度vt1和vt2之比，ε=vt2/vt1。

假設(shè)車輛在水平地面上進行勻速運動，并且在進行轉(zhuǎn)向時兩側(cè)履帶轉(zhuǎn)速差較小，可以得到履帶車輛2 自由度線性轉(zhuǎn)向動力學(xué)模型［15-18］為

式中:g 為重力加速度;s 為拉普拉斯變換中的復(fù)變量;μ0為滑轉(zhuǎn)率為1 時履帶與地面之間的摩擦系數(shù);K 為依賴于土壤黏聚系數(shù)和摩擦特性的常數(shù);Iz為車輛轉(zhuǎn)動慣量;m 為整車質(zhì)量;n 為單側(cè)負重輪個數(shù);f 為路面滾動阻力系數(shù);H 為車輛質(zhì)心高度。

假設(shè)橫擺角、橫擺角速度、質(zhì)心側(cè)偏角及質(zhì)心側(cè)偏角速度初值均為零，對式(2) 進行拉氏變換［19］，得到橫擺角速度對橫擺運動控制量的傳遞函數(shù)及質(zhì)心側(cè)偏角對橫擺運動控制量的傳遞函數(shù)分別為

1.2 高速電驅(qū)動履帶車輛橫擺運動傳遞函數(shù)

電驅(qū)動裝置結(jié)構(gòu)簡圖如圖2 所示［20-21］。圖2中，傳動裝置由兩個驅(qū)動電機、耦合機構(gòu)、兩側(cè)變速機構(gòu)及側(cè)減速機構(gòu)組成，耦合機構(gòu)由若干行星排構(gòu)成，行星排參數(shù)(即行星排齒圈齒數(shù)與太陽輪齒數(shù)之比) 為ko，變速機構(gòu)傳動比為ig，側(cè)減速機構(gòu)比為is。

圖2 電驅(qū)動裝置結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2 Structural diagram of the electric driver

方向盤轉(zhuǎn)角信號δsw傳遞至電驅(qū)動綜合控制器，綜合控制器根據(jù)當(dāng)前車速確定可實現(xiàn)的最小相對轉(zhuǎn)向半徑，經(jīng)過計算得到兩側(cè)驅(qū)動電機目標(biāo)轉(zhuǎn)速差σ*:

假設(shè)車速v 不變，傳動綜合控制器根據(jù)兩側(cè)驅(qū)動電機目標(biāo)轉(zhuǎn)速差，可以解算得到兩側(cè)驅(qū)動電機目標(biāo)轉(zhuǎn)速，再發(fā)送至兩側(cè)驅(qū)動電機控制器。在進行電驅(qū)動裝置集成前，驅(qū)動電機及其控制器通過調(diào)試，驅(qū)動電機會快速響應(yīng)轉(zhuǎn)速指令，并且盡量不使其產(chǎn)生超調(diào)。因此，將驅(qū)動電機對其轉(zhuǎn)速指令的響應(yīng)看作一個1 階慣性環(huán)節(jié)，并假設(shè)兩側(cè)驅(qū)動電機的響應(yīng)相同，時間常數(shù)為TM，因此兩側(cè)驅(qū)動電機的實際轉(zhuǎn)速差為

式中:nm2和nm1分別為兩側(cè)驅(qū)動電機實際轉(zhuǎn)速。

由此，兩側(cè)主動輪轉(zhuǎn)速差ξ 為

履帶車輛的輸入控制量為

電驅(qū)動環(huán)節(jié)的傳遞函數(shù)為

電驅(qū)動履帶車輛系統(tǒng)的方塊圖如圖3 所示。方框圖的物理意義為: 電驅(qū)動裝置綜合控制器接收到駕駛員方向盤轉(zhuǎn)角指令，經(jīng)過計算得到兩側(cè)驅(qū)動電機目標(biāo)轉(zhuǎn)速差，向兩側(cè)驅(qū)動電機控制器發(fā)出兩側(cè)驅(qū)動電機轉(zhuǎn)速指令，兩側(cè)驅(qū)動電機對轉(zhuǎn)速指令進行響應(yīng)，輸出轉(zhuǎn)速差。經(jīng)過機械子系統(tǒng)及側(cè)傳動后輸出履帶車輛橫擺運動控制量，履帶車輛接收到控制量后進行轉(zhuǎn)向響應(yīng)，輸出橫擺角速度。

圖3 電驅(qū)動履帶車輛方塊圖Fig.3 Block diagram of the electric tracked vehicle

電驅(qū)動履帶車輛橫擺運動的傳遞函數(shù)為

由傳遞函數(shù)可以看出，該系統(tǒng)是由電驅(qū)動裝置對應(yīng)的一個1 階慣性環(huán)節(jié)和履帶車輛橫擺運動對應(yīng)的一個2 階環(huán)節(jié)疊加而成。系統(tǒng)總共有三個極點，包含1 階環(huán)節(jié)的一個極點-1/TM及2 階環(huán)節(jié)兩個極點。圖4 所示為2 階環(huán)節(jié)極點的實部與車速的關(guān)系，車速越高，極點的實部越小。系統(tǒng)極點的負實部越是遠離虛軸，則該極點對應(yīng)的項在瞬態(tài)響應(yīng)中衰減得越快，因此當(dāng)極點A 與虛軸的距離大于極點B與虛軸距離的5 倍時，分析系統(tǒng)瞬態(tài)響應(yīng)時可忽略極點A［19］。圖5 所示為系統(tǒng)極點，1 階環(huán)節(jié)的極點距離虛軸的距離約為5。當(dāng)車輛以小于4.5 m/s 的車速轉(zhuǎn)向時，2 階環(huán)節(jié)的極點距離虛軸的距離約為大于25，此時在分析電驅(qū)動車輛的橫擺運動響應(yīng)時可忽略2 階環(huán)節(jié)而僅考慮電驅(qū)動裝置對應(yīng)的1 階環(huán)節(jié)。

圖4 2 階環(huán)節(jié)極點實部與車速關(guān)系Fig.4 Relationship between the real part of the pole of the second-order link and the vehicle speed

圖5 系統(tǒng)極點Fig.5 System poles

1.3 高速電驅(qū)動履帶車輛橫擺運動響應(yīng)試驗

在某鋪路面進行了方向盤轉(zhuǎn)角斜階躍輸入下的電驅(qū)動履帶車輛橫擺運動響應(yīng)試驗，總共進行了四次試驗，試驗結(jié)果如圖6～圖8 所示。試驗過程中，車速基本穩(wěn)定在40 km/h 左右。第一、三、四次試驗中，方向盤轉(zhuǎn)角緩慢增大，10 s 后最終均穩(wěn)定在36°左右。由于方向盤轉(zhuǎn)角傳感器零點漂移效應(yīng)，即使在車輛不轉(zhuǎn)向時，方向盤轉(zhuǎn)角仍有5°左右，在后續(xù)數(shù)據(jù)對比中對方向盤轉(zhuǎn)角數(shù)據(jù)進行了相應(yīng)的處理。

圖6 方向盤轉(zhuǎn)角Fig.6 Steering wheel angle

圖7 車速Fig.7 Vehicle speed

圖8 電驅(qū)動履帶車輛橫擺角速度Fig.8 Yaw rate of the electric tracked vehicle

對比在方向盤轉(zhuǎn)角斜階躍輸入下的車輛橫擺角速度響應(yīng)與橫擺角速度試驗數(shù)據(jù)，如圖9、圖10 所示?？梢钥闯觯诜较虮P轉(zhuǎn)角逐漸增大的過程中，車輛橫擺角速度能對其進行較快速的響應(yīng);三次試驗的橫擺角速度終值基本在0.1 rad/s 左右，而斜階躍輸入下車輛橫擺角速度終值為0.09 rad/s。電驅(qū)動履帶車輛橫擺運動響應(yīng)試驗的試驗結(jié)果與理論分析結(jié)果具有較好的符合度，因此電驅(qū)動履帶車輛橫擺運動響應(yīng)特性分析模型可以用于基于人-車-路閉環(huán)系統(tǒng)的電驅(qū)動履帶車輛操縱特性分析。

圖9 方向盤轉(zhuǎn)角斜階躍輸入與方向盤轉(zhuǎn)角試驗數(shù)據(jù)對比Fig.9 Comparison between ramp step input of steering wheel angle and test data of steering wheel angle

圖10 橫擺角速度試驗結(jié)果與方向盤轉(zhuǎn)角斜階躍輸入下橫擺角速度響應(yīng)對比Fig.10 Comparison between yaw rate test data and the yaw rate ramp step response

1.4 高速電驅(qū)動履帶車輛開環(huán)操縱特性分析

如圖11 所示，為不同車速下電驅(qū)動履帶車輛橫擺角速度階躍響應(yīng)，在1 s 時刻給出終值為30°的方向盤轉(zhuǎn)角階躍信號，車輛橫擺角速度響應(yīng)在4～5 s后達到穩(wěn)定值。由于控制策略中車速越高，最小轉(zhuǎn)向半徑越小，因此車速越高，橫擺角速度穩(wěn)定值越小。當(dāng)不加入電驅(qū)動環(huán)節(jié)時，車速越大，橫擺角速度終值越大。

圖11 不同車速下電驅(qū)動履帶車輛橫擺角速度階躍響應(yīng)Fig.11 Step response of the electric vehicle yaw rate with different speeds

在1 s 時刻給出終值為30°的方向盤轉(zhuǎn)角階躍信號，圖12 所示為不同路面參數(shù)下電驅(qū)動履帶車輛橫擺角速度階躍響應(yīng)。由圖12 可以看出，路面參數(shù)對車輛橫擺角速度的終值影響較小，對其響應(yīng)速度影響較大。路面條件越好，地面可提供的轉(zhuǎn)向驅(qū)動力矩越大，車輛橫擺角速度響應(yīng)越快。

圖12 不同路面參數(shù)下車輛橫擺角速度階躍響應(yīng)Fig.12 Step response of the vehicle yaw rate with different ground parameters

2 基于人-車-路閉環(huán)系統(tǒng)的電驅(qū)動履帶車輛操縱特性分析

在電驅(qū)動履帶車輛模型的基礎(chǔ)上加入駕駛員模型，基于人-車-路閉環(huán)系統(tǒng)對電驅(qū)動履帶車輛操縱特性進行分析。

2.1 駕駛員操縱環(huán)節(jié)傳遞函數(shù)

車輛行駛軌跡如圖13 所示，采用郭孔輝［6］提出的駕駛員模型?？紤]車輛在預(yù)定軌跡上行駛，軌跡中心線方程為f(t) 。設(shè)在所觀察的瞬時t 車輛具有的即時狀態(tài)為橫向坐標(biāo)y(t) 和橫向速度。駕駛員向前預(yù)瞄一個距離d，相應(yīng)于預(yù)瞄時間TP=d/v。駕駛員前視點的橫向坐標(biāo)為f(t+TP) 。

圖13 車輛行駛軌跡Fig.13 Vehicle track

為了使車輛按照預(yù)定的軌跡行駛，駕駛員會根據(jù)經(jīng)驗選擇一個方向盤角度，對應(yīng)一個軌跡曲率1/R:

駕駛員根據(jù)自己的經(jīng)驗將目標(biāo)曲率轉(zhuǎn)化為方向盤轉(zhuǎn)角，再考慮到駕駛員反應(yīng)及手臂肌肉滯后時間TD，因此加入滯后環(huán)節(jié)。駕駛員操縱環(huán)節(jié)的框圖如圖14 所示。圖14 中，GD為駕駛員根據(jù)經(jīng)驗總結(jié)出的最佳方向盤轉(zhuǎn)角與車輛軌跡曲率之間的比例系數(shù)，稱其為駕駛增益。

圖14 駕駛員操縱環(huán)節(jié)方塊圖Fig.14 Block diagram of the driver control links

圖14 的物理意義為:駕駛員根據(jù)前方道路信息f(t+TP) 和車輛的即時狀態(tài)y(t) 與·y(t)，加上對車速與預(yù)瞄時間的判斷來確定一個最優(yōu)的軌跡曲率，然后根據(jù)駕駛經(jīng)驗確定最佳的方向盤轉(zhuǎn)角:

2.2 準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性分析

車輛橫向加速度為:

將式(3) 代入式(13)，得到在車輛坐標(biāo)系中y 軸方向加速度對轉(zhuǎn)向輸入的傳遞函數(shù)為

暫不考慮電驅(qū)車輛高頻響應(yīng)，則式(9) 和式(14) 可以分別寫為

則僅考慮駕駛員反應(yīng)滯后，得到人-車-路閉環(huán)系統(tǒng)的準穩(wěn)態(tài)模型方塊圖如圖15 所示。

圖15 準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)方塊圖Fig.15 Block diagram of the quasi-steady closed-loop system

在低頻內(nèi)，有

系統(tǒng)特征方程為

該3 階系統(tǒng)穩(wěn)定的條件為

由此可以看出，閉環(huán)系統(tǒng)穩(wěn)定與否與駕駛特性參數(shù)、車輛參數(shù)、控制參數(shù)有關(guān)。

2.2.1 預(yù)瞄時間對準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性影響

一般有經(jīng)驗的駕駛員預(yù)瞄時間較大，而初學(xué)者由于預(yù)瞄時間很短，車輛行駛軌跡常常左右搖擺，閉環(huán)系統(tǒng)容易失穩(wěn)。如圖16 所示，為車速5 m/s 時，不同預(yù)瞄時間下單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)對期望軌跡的響應(yīng)特性。由圖16 可以看出，預(yù)瞄時間較短時，系統(tǒng)體現(xiàn)出一定的振蕩特性，相當(dāng)于駕駛員在不停的調(diào)節(jié)方向盤。當(dāng)預(yù)瞄時間較大時，對軌跡的跟蹤偏差較大。如圖17 所示，當(dāng)預(yù)瞄時間為0.5 s 時，系統(tǒng)已經(jīng)發(fā)散。

圖16 不同預(yù)瞄時間下單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)Fig.16 Response of the closed-loop system under single lane change condition with different preview times

圖17 TP=0.5 s 時單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)Fig.17 Response of the closed-loop system under single line lane change condition with TP=0.5 s

2.2.2 駕駛增益對準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性影響

圖18 所示為車速5 m/s 時，不同駕駛增益下單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)對期望軌跡的響應(yīng)。由圖18 可以看出，當(dāng)駕駛增益較小時，系統(tǒng)體現(xiàn)出一定的振蕩特性，相當(dāng)于駕駛員在不停的調(diào)節(jié)方向盤。這是因為GD較小時，相同的目標(biāo)曲率下，駕駛員得出較小方向盤轉(zhuǎn)角，無法跟蹤預(yù)期軌跡，因此需要不停的調(diào)整方向盤。但是，駕駛增益并非越大越好，根據(jù)系統(tǒng)穩(wěn)定條件，駕駛增益越大，系統(tǒng)越容易達到臨界或失穩(wěn)狀態(tài)。如圖19 所示，當(dāng)駕駛增益大于使系統(tǒng)穩(wěn)定的臨界值時，閉環(huán)系統(tǒng)發(fā)散。

圖18 不同駕駛增益下單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)Fig.18 Response of the closed-loop system under single lane change condition with different driving gains

圖19 GD=6 000 時單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)Fig.19 Response of the closed-loop system under single lane change condition with GD=6 000

2.2.3 車輛參數(shù)對準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性影響

圖20 所示為車速5 m/s 時，不同車輛參數(shù)下單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)對期望軌跡的響應(yīng)。由于L/B值越小，車輛橫擺角速度終值越大，因此車輛能對期望軌跡進行更好的跟蹤。

圖20 不同車輛參數(shù)單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)Fig.20 Response of the closed-loop system under single lane change condition with different vehicle parameters

2.2.4 車速對準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性影響

圖21 所示為不同車速下單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)對期望軌跡的響應(yīng)特性。當(dāng)車速不同時，需要選取不同的駕駛參數(shù)和預(yù)瞄時間。從圖21 中可以看出，車速越大，駕駛參數(shù)越大，預(yù)瞄時間越短。較大的車速對應(yīng)的最小轉(zhuǎn)向半徑較大，即最大轉(zhuǎn)速差較小，為了實現(xiàn)相同的曲率，需要更大的方向盤轉(zhuǎn)角，即駕駛參數(shù)要更大。即在目前的控制策略下，駕駛員要實現(xiàn)同樣的轉(zhuǎn)向半徑，車速越高，駕駛員需要將方向盤轉(zhuǎn)動更大的轉(zhuǎn)角。

圖21 不同車速單移線工況閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)Fig.21 Response of the closed-loop system under single lane change condition with different vehicle speeds

2.3 計入電驅(qū)動車輛動態(tài)響應(yīng)后的閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性分析

計入電驅(qū)動車輛動態(tài)響應(yīng)并且采用車輛2 自由度模型后的人-車-路閉環(huán)系統(tǒng)的方塊圖如圖22所示。

圖22 人-車-路動態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)方塊圖Fig.22 Block diagram of the driver-vehicle-road dynamic closed-loop system

2.3.1 預(yù)瞄時間對動態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性影響

圖23、圖24 所示為車輛以10 m/s 進行單移線運動時，不同預(yù)瞄時間下閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)特性。通過與準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)模型的響應(yīng)對比可以看出，當(dāng)駕駛員預(yù)瞄時間為0.8 s 時，準穩(wěn)態(tài)模型中車輛能較好的實現(xiàn)期望軌跡，但是動態(tài)模型中車輛運動軌跡發(fā)散，系統(tǒng)已處于失穩(wěn)狀態(tài)。將預(yù)瞄時間增加至1.5 s 后，準穩(wěn)態(tài)模型中車輛能較好的實現(xiàn)期望軌跡。因此，當(dāng)考慮電驅(qū)動車輛的動態(tài)響應(yīng)特性后，駕駛員預(yù)瞄時間需要增大，否則由于駕駛員頻繁糾正較短預(yù)瞄距離內(nèi)的車輛橫向運動的偏差，而電驅(qū)動車輛會對駕駛員操縱進行較快響應(yīng)，從而導(dǎo)致車輛易失穩(wěn)。

圖23 單移線工況不同預(yù)瞄時間下車輛軌跡Fig.23 Vehicle track under single lane change condition with different preview times

圖24 單移線工況不同預(yù)瞄時間下車輛橫向加速度Fig.24 Vehicle lateral acceleration under single lane change condition with different preview times

2.3.2 駕駛員滯后時間對動態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性影響

圖25、圖26 所示為車輛以10 m/s 進行單移線運動時，駕駛員不同反應(yīng)滯后時間下閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)特性。通過與準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)模型的響應(yīng)對比可以看出，當(dāng)駕駛員反應(yīng)滯后時間為0.3 s 或0.6 s 時，準穩(wěn)態(tài)模型中車輛能較好地實現(xiàn)期望軌跡。但是，當(dāng)駕駛員反應(yīng)滯后時間為0.6 s 時，動態(tài)模型中車輛運動軌跡發(fā)散，系統(tǒng)已處于失穩(wěn)狀態(tài)。當(dāng)駕駛員反應(yīng)滯后時間為0.3 s 時，動態(tài)模型中車輛能實現(xiàn)期望軌跡。因此，當(dāng)考慮電驅(qū)動車輛的動態(tài)響應(yīng)特性后，保證閉環(huán)系統(tǒng)穩(wěn)定的駕駛員最短反應(yīng)滯后時間縮短。

圖25 單移線工況駕駛員不同滯后時間下車輛軌跡Fig.25 Vehicle track under single lane change condition with different driver reaction delay times

圖26 單移線工況駕駛員不同滯后時間下車輛橫向加速度Fig.26 Vehicle lateral acceleration under single lane change condition with different driver reaction delay times

2.3.3 電機響應(yīng)時間對動態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)操縱特性影響

圖27、圖28 所示為車輛以10 m/s 進行單移線運動時，驅(qū)動電機不同響應(yīng)時間下閉環(huán)系統(tǒng)響應(yīng)特性。電機轉(zhuǎn)速響應(yīng)速度越快，對目標(biāo)軌跡的跟蹤效果越好。當(dāng)電機轉(zhuǎn)速響應(yīng)時間常數(shù)為0.1 s，駕駛員預(yù)瞄時間為1.5 s 時，車輛可以實現(xiàn)預(yù)期軌跡。但是當(dāng)預(yù)瞄時間縮短至0.9 s 時，系統(tǒng)失穩(wěn)。因此，驅(qū)動電機響應(yīng)速度越快，使系統(tǒng)穩(wěn)定的預(yù)瞄時間越大。

圖27 單移線工況電機不同響應(yīng)時間下車輛軌跡Fig.27 Vehicle track under single lane change condition with different motor response times

圖28 單移線工況電機不同響應(yīng)時間下車輛橫向加速度Fig.28 Vehicle lateral acceleration under single lane change condition with different motor response times

3 結(jié)論

1) 本文推導(dǎo)了電驅(qū)動履帶車輛橫擺角速度對方向盤轉(zhuǎn)角的傳遞函數(shù)，并且通過實車試驗對傳遞函數(shù)進行了驗證，分析了高速電驅(qū)動履帶車輛開環(huán)操縱特性。結(jié)果表明: 車速越高，橫擺角速度穩(wěn)定值越小;路面參數(shù)對車輛橫擺角速度的終值影響較小，路面條件越好，車輛橫擺角速度響應(yīng)越快。

2) 本文建立了人-車-路閉環(huán)系統(tǒng)模型，推導(dǎo)了準穩(wěn)態(tài)閉環(huán)系統(tǒng)的穩(wěn)定條件，分析了駕駛參數(shù)、車輛結(jié)構(gòu)參數(shù)、車速及電驅(qū)動裝置動態(tài)響應(yīng)對電驅(qū)動履帶車輛操縱特性。結(jié)果表明: 當(dāng)考慮電驅(qū)動車輛的動態(tài)響應(yīng)特性后，保證閉環(huán)系統(tǒng)穩(wěn)定的駕駛員預(yù)瞄時間需要增大，駕駛員最短反應(yīng)滯后時間縮短，驅(qū)動電機響應(yīng)速度越快，使系統(tǒng)穩(wěn)定的最小預(yù)瞄時間越長。