高強(qiáng)，廖自力，袁東，劉春光

(陸軍裝甲兵學(xué)院 兵器與控制系，北京 100072)

0 引言

與傳統(tǒng)履帶式裝甲車相比，輪式電傳動裝甲車具有更優(yōu)越的機(jī)動性、靈活性，特別是在靜音行駛模式下還具備低噪聲、高隱蔽的特點(diǎn)，逐漸成為當(dāng)代戰(zhàn)斗車輛的主流發(fā)展方向[1-2]。車載綜合電力系統(tǒng)作為輪式電傳動裝甲車的核心系統(tǒng)近年來取得了較快發(fā)展，目前已經(jīng)實(shí)現(xiàn)了“發(fā)電- 配電- 負(fù)載”一體化[3-4]。

車載綜合電力系統(tǒng)不同于傳統(tǒng)大電網(wǎng)或者小型電站輸配電系統(tǒng)以及艦載電力系統(tǒng)，主要表現(xiàn)在：1)系統(tǒng)只能工作于離網(wǎng)(孤島)模式，且系統(tǒng)體積、器件容量嚴(yán)重受限，導(dǎo)該系統(tǒng)呈現(xiàn)弱慣性；2)采用直流微網(wǎng)的結(jié)構(gòu)，變流器種類數(shù)量多，非線性強(qiáng)，變流器的性能會對系統(tǒng)電壓、電流產(chǎn)生重要影響[5]；3)車輛具有靜音行駛、爬坡、加速、越野、高速等多種復(fù)雜工況，需求功率動態(tài)變化，對系統(tǒng)應(yīng)變能力要求高。

因此，車載電力系統(tǒng)極易出現(xiàn)運(yùn)行時突然崩潰、存在瞬態(tài)過大破壞性脈沖、母線電壓低頻振蕩、電源噪聲大、局部模塊過熱等穩(wěn)定性問題，使得系統(tǒng)瞬態(tài)性能下降，能量轉(zhuǎn)換效率低，嚴(yán)重的可能直接導(dǎo)致系統(tǒng)失效，造成災(zāi)難性后果[6]。尤其是近些年來裝甲車輛電子信息化的發(fā)展，車載通信網(wǎng)絡(luò)、瞄準(zhǔn)測距等精密儀器越來越多，對車載電力系統(tǒng)穩(wěn)定性要求也越來越高，母線電壓失穩(wěn)可能會導(dǎo)致無法正常工作，甚至?xí)p壞設(shè)備，造成巨大損失。

當(dāng)前主要從源載功率匹配、功率分頻的角度進(jìn)行系統(tǒng)設(shè)計。文獻(xiàn)[7]針對電動汽車不同工況分別計算負(fù)載需求功率閾值，選取動力電池以提供足夠的功率。文獻(xiàn)[8]利用小波變換分離負(fù)載需求的功率高頻與低頻分量，實(shí)現(xiàn)了負(fù)載頻率與動力源輸出特性的匹配。以上方法都在一定程度上保證了系統(tǒng)的正常運(yùn)行，并取得了較好的效果。但對于車載綜合電力系統(tǒng)，要進(jìn)一步提高復(fù)雜工況下系統(tǒng)的穩(wěn)定性，必須確定導(dǎo)致系統(tǒng)失穩(wěn)的關(guān)鍵參數(shù)以及影響規(guī)律，從而在設(shè)計上滿足系統(tǒng)穩(wěn)定性要求。

本文以某型8×8輪式裝甲車車載綜合電力系統(tǒng)為基礎(chǔ)建立系統(tǒng)的小信號模型，并推導(dǎo)出各微源的輸出阻抗與電機(jī)負(fù)載的輸入阻抗。通過改進(jìn)李安壽[9]提出的實(shí)軸禁區(qū)和扇形禁區(qū)判據(jù)，并結(jié)合幅值裕量與相位裕量需求，得到車載綜合電力系統(tǒng)小信號穩(wěn)定判據(jù)。通過波特圖直觀展示了超級電容、DC/DC濾波電感、支撐電容、驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)矩等關(guān)鍵參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律。最后通過仿真實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該穩(wěn)定判據(jù)的有效性，同時對系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)的優(yōu)化選取提出了合理化意見。

1 車載綜合電力系統(tǒng)建模

某型8×8輪式電傳動裝甲車車載綜合電力系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示，本文主要研究車輛在靜音行駛模式下的系統(tǒng)穩(wěn)定性問題。車輛工作在靜音行駛模式下采用8×8模式驅(qū)動即8個輪轂電機(jī)同時工作，為了研究方便，認(rèn)為車輛平穩(wěn)行駛時載荷平均。此時發(fā)動機(jī)- 發(fā)電機(jī)組停止工作，系統(tǒng)由動力電池與超級電容供電，負(fù)載主要為8個輪轂電機(jī)，拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1中虛線框內(nèi)所示。

圖1 靜音行駛時車載電力系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of vehicular integrated power system in engine-off operation mode

結(jié)合靜音模式下的系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，為方便后文分析，首先對各微源、負(fù)載變換器進(jìn)行小信號建模，得到各模塊輸入/輸出阻抗。

1.1 DC/DC變換器小信號建模

車輛在靜音行駛模式下DC/DC變流器工作在Boost模式，此時DC/DC變換器非理想狀態(tài)下的電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)[10]如圖2所示。圖2中，L、rL分別為變流器電感及等效內(nèi)阻；T、rT分別為二極管及二極管內(nèi)阻；Cs、rCs為支撐電容與電容內(nèi)阻；G為絕緣柵雙極型晶體管，rG為開關(guān)管內(nèi)阻；ubat為動力電池電壓；ubus為母線電壓；iL為電感電流；ibus為變流器輸出電流。

DC/DC變流器采用母線電壓外環(huán)和電感電流雙閉環(huán)控制策略，控制框圖如圖3所示。圖3中，GiPI、GuPI分別為電流環(huán)和電壓環(huán)PI控制器傳遞函數(shù)，Gm為脈寬調(diào)制調(diào)制器(PWM)傳遞函數(shù)，Zo為開環(huán)輸出阻抗；Gii為電流傳遞函數(shù)；Giu為開環(huán)輸入導(dǎo)納；Gid為控制到輸入傳遞函數(shù)；Guu為開環(huán)輸入到輸出傳遞函數(shù)；Gud為控制到輸出傳遞函數(shù)；ubusref為標(biāo)稱母線電壓。

由此得到DC/DC變流器閉環(huán)輸出阻抗為

(1)

式中：

(2)

D為穩(wěn)態(tài)時開關(guān)管占空比，s為頻域，表示信號·對應(yīng)平衡狀態(tài)的擾動量；

(3)

(4)

(5)

IL為穩(wěn)態(tài)電感電流，Ubus為穩(wěn)態(tài)電壓；

(6)

1.2 超級電容小信號建模

超級電容電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)[11]如圖4所示。圖4中，Rs為串聯(lián)電阻，Rp為并聯(lián)電阻，uC為電容電壓，uo為輸出電壓，i為電容電流。

圖4 超級電容電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.4 Topology of super-capacitor

超級電容狀態(tài)方程為

(7)

(7)式轉(zhuǎn)化到頻域，可得到線性化小信號模型，從而得到超級電容輸出阻抗為

(8)

1.3 電機(jī)驅(qū)動器—輪轂電機(jī)系統(tǒng)小信號模型

輪轂電機(jī)采用永磁同步電機(jī)，為方便進(jìn)行小信號分析，假設(shè)電機(jī)采用電機(jī)d軸定子電流id=0 A控制，則電機(jī)驅(qū)動器- 永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)[12-13]如圖5所示。圖5中，ia、ib、ic為三相電流，iq為電機(jī)q軸定子電流，ω為電機(jī)轉(zhuǎn)速，ωref為參考轉(zhuǎn)速。

圖5 電機(jī)驅(qū)動器- 永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of motor controller and permanent magnet motor

在不考慮驅(qū)動器功率損耗以及電機(jī)熱損耗時，驅(qū)動器輸入端功率與電機(jī)輸出功率相等，即

ubusibus=Tω，

(9)

式中：T為電機(jī)轉(zhuǎn)矩。

在(ibus,ubus,T,ω)的穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)(Ibus,Ubus,Tm,ωm)附近加入擾動，去掉高階項(xiàng)，可得到小信號模型：

(10)

(11)

電機(jī)驅(qū)動器——永磁同步電機(jī)系統(tǒng)小信號框圖如圖6所示。圖6中，Gi、Gv分別為電流環(huán)和電壓環(huán)控制器傳遞函數(shù)，Vm為載波幅值，K為比例系數(shù)，P為電機(jī)極對數(shù)，R為電機(jī)內(nèi)阻，J為轉(zhuǎn)動慣量，φf為反電勢。

圖6 電機(jī)驅(qū)動器—永磁同步電機(jī)系統(tǒng)小信號框圖Fig.6 Block diagram of small signal of motor controller and permanent magnet motor

從而求得母線電壓到轉(zhuǎn)速的傳遞函數(shù)為

(12)

結(jié)合(11)式，進(jìn)而求得電機(jī)驅(qū)動器——永磁同步電機(jī)負(fù)載系統(tǒng)輸入導(dǎo)納為

(13)

2 車載綜合電力系統(tǒng)小信號穩(wěn)定判據(jù)

在小信號穩(wěn)定性分析方法中，阻抗法最流行，也最易應(yīng)用于工程上[14]。但是基于阻抗法分析分布式電源系統(tǒng)的穩(wěn)定判據(jù)，例如幅值相位增益判據(jù)(GMPM)、電源分析綜合判據(jù)(ESAC)、最大峰值判據(jù)(MPC)等，都存在一定的保守性。李安壽[9]提出的實(shí)軸禁區(qū)和扇形禁區(qū)判別法從理論上消除了系統(tǒng)穩(wěn)定裕度的保守性，但是他只給出了在已知源的輸出阻抗情況下負(fù)載輸入阻抗阻抗設(shè)計原則，對于車載綜合電力系統(tǒng)，常常需要分析在特定工況下即負(fù)載輸入阻抗確定的情況下源的輸出阻抗變化對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，因此本文在前人基礎(chǔ)上拓展設(shè)計了適合車載綜合電力系統(tǒng)的阻抗設(shè)計規(guī)則。結(jié)合本系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)以及6 dB的幅值裕量與30°的相角裕量需求，給出禁區(qū)范圍在極坐標(biāo)和波特圖上的表示如圖7所示。圖7中，Zin為輸入阻抗，Zout為輸出阻抗，γ表示相角裕量，A表示幅值裕量。

圖7 滿足6 dB的幅值裕量與30°的相角裕量禁區(qū)Fig.7 Forbidden zone of 6 dB gain margin and 30° phase margin

由此，車載綜合電力系統(tǒng)阻抗設(shè)計規(guī)則描述為以下兩種情況。

1) 已知系統(tǒng)前級輸出阻抗、設(shè)計后級輸入阻抗。

在|Zin|>|Zout|+20lg(1+A)的頻率段，∠Zin無要求；

在|Zin|<|Zout|+20lg(1-A)的頻率段，∠Zin不能穿過∠Zout+(2k+1)180°(k=0,±1,…)；

在|Zout|+20lg(1-A)<|Zin|<|Zout|+20lg(1+A)的頻率段，∠Zin不能穿過由∠Zout+(2k+1)180°±γ圍成的相位禁區(qū)。

2)已知系統(tǒng)后級輸入阻抗、設(shè)計前級輸出阻抗。

在|Zout|<|Zin|-20lg(1+A)的頻率段，∠Zout無要求；

在|Zout|>|Zin|-20lg(1-A)的頻率段，∠Zout不能穿過∠Zin+(2k+1)180°(k=0,±1,…)；在|Zin|-20lg(1+A)<|Zout|<|Zin|-20lg(1-A)的頻率段，∠Zout不能穿過由∠Zin+(2k+1)180°±γ圍成的相位禁區(qū)。

根據(jù)文獻(xiàn)[15]給出的多源多負(fù)載級聯(lián)系統(tǒng)阻抗比判據(jù)，并結(jié)合本系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)(見圖1)，得到車載綜合電力系統(tǒng)小信號穩(wěn)定判據(jù)描述如下：

Zout，1、Zout，2分別為動力電池-DC/DC與超級電容的輸出阻抗，Zin,j為第j組電機(jī)驅(qū)動器——輪轂電機(jī)負(fù)載的輸入阻抗。

3 關(guān)鍵參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

本文研究對象為某型8×8輪式裝甲車車載綜合電力系統(tǒng)，其參數(shù)如表1所示。由于車內(nèi)空間有限，超級電容陣列容量不能太大，而超級電容對母線電壓穩(wěn)定具有重要影響；變流器的性能尤其是濾波電感、支撐電容會嚴(yán)重影響母線電壓、電流質(zhì)量；路面、工況復(fù)雜反映在電力系統(tǒng)上，即為輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速的變化。因此根據(jù)車載綜合電力系統(tǒng)自身特點(diǎn)，本文重點(diǎn)研究車輛在靜音模式下超級電容、DC/DC濾波電感、直流側(cè)電容、驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速5個參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

表1 某型8×8輪式車輛車載綜合電力系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 Parameters of vehicular integrated power system of a 8×8 wheeled armored vehicle

超級電容C對系統(tǒng)的影響如圖8所示。圖8中，超級電容C為唯一變量，由1 F逐漸增大到7 F，步長為1，其他參數(shù)保持不變。從圖8(a)、圖8(b)中可以看出，隨著C的增大，∠Z′in,1、∠Zout,2始終不會穿過相位禁區(qū)，系統(tǒng)一直保持穩(wěn)定。需要說明的是：圖8(a)中，隨著C的增大，|Z′in,1|在低頻段變大，拓寬了系統(tǒng)穩(wěn)定的頻率范圍；圖8(b)中，隨著C的增大，|Zout,2|在低頻段逐漸減小，同樣拓寬了系統(tǒng)低頻段穩(wěn)定范圍。由此表明單從穩(wěn)定性的角度考慮，超級電容越大系統(tǒng)穩(wěn)定頻段越寬，但效果并不明顯。

圖8 超級電容C對系統(tǒng)的影響Fig.8 Influence of super-capacitor on system

DC/DC的濾波電感L對系統(tǒng)的影響如圖9所示。

圖9 DC/DC的濾波電感L對系統(tǒng)的影響Fig.9 Influence of DC/DC filter inductor on system

圖9中，DC/DC濾波電感L為唯一變量，由0.004 H逐漸增大到0.012 H，步長為0.001 H，其他參數(shù)保持不變。圖9(a)中，當(dāng)L增大至0.007 H時，|Zout,1|進(jìn)入(|Z′in|-20lg1.5，|Z′in|-20lg0.5)，此時∠Zout,1必然穿過∠Z′in,1+180°±30°的相位禁區(qū)，因此系統(tǒng)可能失穩(wěn)。圖9(b)中，隨著L的增大，∠Z′in,2不會穿過相位禁區(qū)，因此Tm，2會保持穩(wěn)定。由此可見，其他參數(shù)保持不變時，L增大會導(dǎo)致系統(tǒng)穩(wěn)定性變差，保持系統(tǒng)穩(wěn)定的最大L為0.006 H.

DC/DC的支撐電容Cs對系統(tǒng)的影響如圖10所示。圖10中DC/DC支撐電容為唯一變量，由0.001 F逐漸增大到0.009 F，步長為0.001，其他參數(shù)保持不變。圖10(a)中，隨著Cs的增大，|Zout，1|逐漸遠(yuǎn)離|Z′in|-20lg1.5，|Z′in|-20lg0.5)區(qū)域，在0.001～0.005 F之間，∠Zout,1必然穿過∠Z′in,1+180°±30°的相位禁區(qū)，因此系統(tǒng)可能失穩(wěn)；在C′s大于0.005 F后，|Zout,1|<|Z′in,1|-20lg(1+0.5)，對∠Zout,1無要求，系統(tǒng)穩(wěn)定。圖10(b)中，隨著Cs的增大，∠Z′in,2不會穿過相位禁區(qū)，因此Tm2保持穩(wěn)定。由此表明其他參數(shù)保持不變時，Cs越大系統(tǒng)穩(wěn)定性越好，保持系統(tǒng)穩(wěn)定的最小Cs為0.005 F.

圖10 DC/DC的支撐電容Cs對系統(tǒng)的影響Fig.10 Influence of DC/DC dc-link capacitor on system

輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)矩T對系統(tǒng)的影響如圖11所示。圖11中，輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)矩T為唯一變量，由20 N·m逐漸增大到200 N·m，步長為30，其他參數(shù)保持不變。圖11(a)中，隨著T的增大，|Z′in,1|在相同頻率下幅值減小，相應(yīng)的相位禁區(qū)逐漸增大，T增大到170 N·m時，∠Z′in,1穿過相位禁區(qū)，因此系統(tǒng)可能失穩(wěn)。圖11(b)中，隨著T的增大，|Z′in,2|也在相同頻率下幅值減小，相應(yīng)的相位禁區(qū)也在逐漸變大，T增加到200 N·m時∠Z′in,2穿過相位禁區(qū)，此時可能導(dǎo)致系統(tǒng)失穩(wěn)。因此，為了保證系統(tǒng)足夠的穩(wěn)定裕量，最大允許的T為170 N·m.

圖11 輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)矩T對系統(tǒng)的影響Fig.11 Influence of hub motor torque on system

輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)速n對系統(tǒng)的影響如圖12所示。

圖12 輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)速n對系統(tǒng)的影響Fig.12 Influence of hub motor speed on system

圖12中，輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)速n為唯一變量，由955.41 r/min逐漸增大到6 687.9 r/min，步長為955.41 r/min，其他參數(shù)保持不變。圖12(a)中，隨著n的增大，|Z′in,1|在相同頻率下幅值減小，相應(yīng)的相位禁區(qū)逐漸增大，n增大到6 687.9 r/min時，∠Z′in,1穿過相位禁區(qū)，因此Tm1可能失穩(wěn)。圖12(b)中，隨著n的增大，|Z′in,2|也在相同頻率下幅值減小，但效果不明顯。相應(yīng)的相位禁區(qū)也變化不大，∠Z′in,2一直未穿過相位禁區(qū)，表明Tm2保持穩(wěn)定。由此可見，為了保證系統(tǒng)足夠的穩(wěn)定裕量，最大允許的n為6 687.9 r/min.

4 仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證第3節(jié)中車載綜合電力系統(tǒng)的理論分析的正確性，根據(jù)表1中給定的參數(shù)，在MATLAB/Simulink軟件環(huán)境下建立電池-DC/DC、超級電容、變頻器- 輪轂電機(jī)仿真模型，得到參數(shù)變化時系統(tǒng)母線電壓的仿真結(jié)果，見圖13～圖17.

圖13 超級電容C對母線電壓的影響Fig.13 Influence of super-capacitor on bus voltage

圖13所示為超級電容C分別為0.5 F、1.0 F、3.0 F、5.0 F、7.0 F時的母線電壓波形。從圖13中可以看出，隨著超級電容的增大，母線電壓波動變少，但超級電容繼續(xù)增大效果則不明顯。再者，隨著超級電容的增大，母線電壓達(dá)到穩(wěn)態(tài)的時間增長，表明系統(tǒng)反應(yīng)變慢。這一結(jié)論與阻抗判據(jù)分析的結(jié)果基本一致。

圖14所示為DC/DC濾波電感值分別為0.006 H、0.008 H、0.010 H時母線電壓波形。從圖14中可見：當(dāng)L為0.006 H時母線電壓最終達(dá)到穩(wěn)態(tài)750 V；當(dāng)L為0.008 H時母線電壓經(jīng)過數(shù)次衰減振蕩后達(dá)到穩(wěn)態(tài)750 V；當(dāng)L為0.010 H時母線電壓最終在750 V上下波動，系統(tǒng)失穩(wěn)。前文阻抗分析L最大為0.006 H，但是由于理論分析存在穩(wěn)定裕量，當(dāng)L為0.010 H時系統(tǒng)才會失穩(wěn)。仿真結(jié)果與阻抗判據(jù)分析結(jié)果基本一致。

圖14 DC/DC濾波電感L對母線電壓的影響Fig.14 Influence of DC/DC filter inductor on bus voltage

圖15所示為DC/DC支撐電容Cs分別為0.001 F、0.003 F、0.005 F時的母線電壓波形。如圖15所示：當(dāng)Cs為0.005 F時的母線電壓穩(wěn)態(tài)值為750 V；當(dāng)Cs為0.003 F時母線電壓經(jīng)幾次衰減振蕩后也能達(dá)到穩(wěn)態(tài)750 V；當(dāng)Cs繼續(xù)減小時母線電壓出現(xiàn)波動，并難以達(dá)到穩(wěn)態(tài)750 V.情況與上述濾波電感L分析相似，由于理論分析存在穩(wěn)定裕量，Cs理論分析值與仿真結(jié)果存在合理偏差。

圖15 DC/DC的支撐電容Cs對母線電壓的影響Fig.15 Influence of DC/DC dc-link capacitor on bus voltage

圖16所示為輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)矩分別為20 N·m、100 N·m、170 N·m、200 N·m時母線電壓波形。從圖16中可以看出，隨著T的增大，母線電壓在達(dá)到穩(wěn)態(tài)的過程中振蕩次數(shù)逐漸增多，系統(tǒng)穩(wěn)定性下降。當(dāng)T為170 N·m時母線電壓經(jīng)過多次振蕩后最終能達(dá)到穩(wěn)態(tài)750 V；當(dāng)T為200 N·m時母線電壓存在40 V左右的振蕩，系統(tǒng)失穩(wěn)。仿真結(jié)果基本與理論分析結(jié)果一致。

圖16 輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)矩T對母線電壓的影響Fig.16 Influence of hub motor torque on bus voltage

圖17所示為輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)速n分別為4 777.05 r/min、5 732.46 r/min、6 687.90 r/min時母線電壓波形。從圖17中可以看出，隨著n增大，母線電壓達(dá)到穩(wěn)態(tài)波動變大，當(dāng)n為6 687.90 r/min時母線電壓波動嚴(yán)重，已經(jīng)不能回到穩(wěn)態(tài)750 V，系統(tǒng)失穩(wěn)。仿真結(jié)果與前文理論分析結(jié)果一致。

圖17 輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)速n對母線電壓的影響Fig.17 Influence of hub motor speed on bus voltage

5 結(jié)論

本文以某型8×8輪式電傳動裝甲車為研究基礎(chǔ)，基于改進(jìn)的阻抗比判據(jù)提出了車載綜合電力系統(tǒng)小信號穩(wěn)定判據(jù)，并通過波特圖理論分析了靜音行駛模式下系統(tǒng)的5個關(guān)鍵參數(shù)對穩(wěn)定性的影響規(guī)律，最后通過仿真實(shí)驗(yàn)對理論分析結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。得到主要結(jié)論如下：

1) 單從穩(wěn)定性角度考慮，增大超級電容確實(shí)可以減少母線電壓波動次數(shù)與幅值，但效果不是很明顯，且超級電容主要影響系統(tǒng)在低頻段的穩(wěn)定性，對中高頻段基本無影響，加之考慮該系統(tǒng)體積受限，超級電容容值可取2 F.

2) 在車輛靜音模式下，該系統(tǒng)保持母線電壓穩(wěn)定的DC/DC濾波電感不得大于0.006 H，支撐電容不得小于0.005 F.

3) 靜音行駛時，理想條件下能夠保持系統(tǒng)穩(wěn)定的輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)速最大為5 732.46 r/min；轉(zhuǎn)速為990 r/min時，輪轂電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩最大為170 N·m.

4) 車載綜合電力系統(tǒng)小信號穩(wěn)定判據(jù)能夠有效評估系統(tǒng)穩(wěn)定性，有助于優(yōu)化系統(tǒng)設(shè)計。