廖自力， 疏歆,2， 高強(qiáng)， 李嘉麒

(1.陸軍裝甲兵學(xué)院 兵器與控制系， 北京 100072； 2. 71345部隊， 山東 淄博 255000；3. 96901部隊， 北京 100094)

0 引言

輪式電傳動裝甲車靈活性高、機(jī)動性強(qiáng)，尤其是純電驅(qū)動模式下還具備低噪聲、高隱蔽的特性，使其成為當(dāng)今陸戰(zhàn)車輛的主流發(fā)展方向[1-2]。車內(nèi)電力系統(tǒng)集電能生成、變換、存儲、分配及綜合管理控制于一體，稱為車載綜合電力系統(tǒng)[3-4]。

此類車載綜合電力系統(tǒng)主要特點(diǎn)是：1)系統(tǒng)只能工作在離網(wǎng)模式，且器件容量、系統(tǒng)體積嚴(yán)重受限，表現(xiàn)為弱慣性系統(tǒng)；2)負(fù)載多為采用閉環(huán)控制的電機(jī)負(fù)載，其負(fù)阻抗特性會對母線電壓產(chǎn)生重要影響[5-6]；3)車輛工況復(fù)雜多變，加速、制動切換頻繁，對系統(tǒng)動態(tài)沖擊較強(qiáng)。因此，車載電力系統(tǒng)抗擾動能力較差，極易出現(xiàn)以下兩方面問題：一是車輛突然加減速對電力系統(tǒng)表現(xiàn)為大功率負(fù)載的投切，從而導(dǎo)致母線電壓劇烈的暫降或暫升；二是在車輛加速過程中由于負(fù)載的負(fù)阻抗特性影響，造成母線電壓低頻振蕩發(fā)散，導(dǎo)致系統(tǒng)失穩(wěn)[7]。以上母線電壓的不穩(wěn)定均可導(dǎo)致車內(nèi)某些設(shè)備無法正常工作，甚至損壞設(shè)備，引發(fā)災(zāi)難性后果。

為提高系統(tǒng)母線電壓的穩(wěn)定性能，文獻(xiàn)[8]選擇增大超級電容容值來增強(qiáng)系統(tǒng)慣性、改變控制策略，在負(fù)載投切時提供瞬間大功率，從而緩解微源輸出響應(yīng)慢的壓力。文獻(xiàn)[9]利用小波變換分離負(fù)載需求功率的高頻與低頻分量，實(shí)現(xiàn)負(fù)載頻率與動力源輸出特性的匹配。以上方法都可在一定程度上保證系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行，但對于車載綜合電力系統(tǒng)而言，加大母線電容一方面會增大系統(tǒng)的體積、質(zhì)量，另一方面會造成動態(tài)響應(yīng)慢，不利于系統(tǒng)控制；同時由于車輛工況復(fù)雜多變，系統(tǒng)響應(yīng)慢等問題難以做到對功率分頻后需求的精確補(bǔ)償。因此，結(jié)合系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和負(fù)載特性，通過改變控制策略來提高母線電壓穩(wěn)定性，既可以減小系統(tǒng)體積又可以實(shí)現(xiàn)實(shí)時控制。

本文通過分析某型8×8輪式裝甲車車載綜合電力系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，建立計及超級電容和電機(jī)負(fù)載在內(nèi)的DC/DC小信號模型。剖析車輛在突然加速或減速和加速過程中出現(xiàn)的母線電壓波動誘因。為有效提高母線電壓穩(wěn)定性，在功率前饋控制基礎(chǔ)上結(jié)合電機(jī)負(fù)載特性提出雙通道補(bǔ)償控制策略。最后通過硬件在環(huán)仿真和樣車試驗驗證所提控制策略的有效性。

1 車載綜合電力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)分析及建模

1.1 車載綜合電力系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

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純電驅(qū)動模式下的母線電壓波動抑制策略。車輛工作在純電驅(qū)動模式下采用8×8驅(qū)動模式(8個輪轂電機(jī)同時工作)，為研究方便，認(rèn)為車輛平穩(wěn)行駛、載荷平均。此時發(fā)動機(jī)- 發(fā)電機(jī)組停止工作，系統(tǒng)由動力電池供電，超級電容為儲能單元，負(fù)載主要為8個輪轂電機(jī)，結(jié)構(gòu)如圖1中虛線框內(nèi)所示。

圖1 純電驅(qū)動模式車載綜合電力系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topological structure of vehicular integrated power system in engine-off operation mode

1.2 雙閉環(huán)控制下DC/DC小信號建模

圖1所示系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)中，超級電容直接掛接于母線，為不可控單元，可將其與DC/DC高壓側(cè)支撐電容等效考慮，每組電機(jī)驅(qū)動器- 輪轂電機(jī)可以等效為一個負(fù)載單元。為便于后文分析，現(xiàn)對DC/DC變換器進(jìn)行小信號建模。

當(dāng)車輛運(yùn)行在純電驅(qū)動模式時，DC/DC變換器工作在Boost模式，此時采用電壓外環(huán)、電流內(nèi)環(huán)的雙閉環(huán)控制[10]，系統(tǒng)的電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示，其主要參數(shù)如表1所示。圖2中，R為電感電阻，L為DC/DC濾波電感，T為二極管，G為絕緣柵雙極型晶體管(IGBT)，Cs為支撐電容，C為超級電容，ub為動力電池電壓，ubus為母線電壓，ubus,r為參考母線電壓，ui為輸入電壓，iL為電感電流，ii為輸入電流，i1～i8分別為8個電機(jī)負(fù)載的輸入電流。

表1 某型8×8輪式裝甲車車載綜合電力系統(tǒng)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of vehicular integrated power system of 8×8 wheeled armored vehicle

圖2 雙閉環(huán)控制下系統(tǒng)電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Topological structure of system circuit under dual closed-loop control

假設(shè)IGBT為理想開關(guān)管，在連續(xù)導(dǎo)通模式下，使用狀態(tài)空間平均法[11]得到狀態(tài)空間平均方程為

(1)

式中：P為8個電機(jī)驅(qū)動器- 輪轂電機(jī)總功率。假設(shè)動力電池為理想電源，則在(ui,ubus,ii,iL,P)的穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)(Vi,Vbus,I0,IL,P)附近添加小擾動(Vi為穩(wěn)態(tài)輸入電壓，I0為電壓源輸出的穩(wěn)態(tài)電流，IL為穩(wěn)態(tài)電感電流)，消去狀態(tài)平均方程兩側(cè)的穩(wěn)態(tài)量并忽略高階分量，轉(zhuǎn)化到頻域可得到如下線性化后的小信號模型

(2)

且滿足

(3)

由以上分析可得DC/DC變換器雙閉環(huán)控制下小信號框圖如圖3所示。圖3中，Gup、Gip分別為電壓傳函和電流傳函，Gs為脈寬調(diào)制控制器傳函，

圖3 雙閉環(huán)控制下DC/DC變換器小信號框圖Fig.3 Small-signal model of DC/DC converter with dual closed-loop control

(4)

2 母線電壓控制策略

第1節(jié)提到的車輛行駛過程中車載綜合電力系統(tǒng)母線電壓波動問題：一是由于突加或突卸負(fù)載導(dǎo)致的母線電壓暫降或暫升；二是在車輛加速過程中出現(xiàn)的母線電壓振蕩發(fā)散。針對前者結(jié)合圖3分析其原因，是由于負(fù)載功率突變對系統(tǒng)產(chǎn)生的瞬間擾動過大，電壓環(huán)與電流環(huán)響應(yīng)較慢，無法迅速對iL進(jìn)行補(bǔ)償。因此需要在負(fù)載功率擾動產(chǎn)生后、在ubus產(chǎn)生擾動前就對其進(jìn)行補(bǔ)償，才可及時有效地抑制負(fù)載擾動對母線電壓的影響，故考慮引入功率前饋控制。

2.1 功率前饋控制

圖4 功率前饋控制下DC/DC變換器小信號框圖Fig.4 Small-signal model of DC/DC converter with power feedforward control

結(jié)合圖4與(2)式，可得加入功率前饋后負(fù)載功率到母線電壓的小信號傳函為

(5)

根據(jù)表1中的參數(shù)，電機(jī)功率從105 kW逐漸增加至135 kW，步長為5，得到(5)式的極點(diǎn)分布如圖5所示。

圖5 不同電機(jī)功率下bus/的極點(diǎn)分布(功率前饋控制)Fig.5 Poles distribution of bus/ with different motor powers (power feedforward control)

從圖5中可以看出：隨著負(fù)載總功率增大，極點(diǎn)逐漸右移，系統(tǒng)穩(wěn)定性變差；當(dāng)增大到135 kW時極點(diǎn)落在虛軸上，系統(tǒng)開始振蕩發(fā)散。因此在當(dāng)前條件下，負(fù)載總功率需低于135 kW.

2.2 抑制負(fù)阻抗特性的電壓補(bǔ)償方法

傳統(tǒng)功率前饋控制策略雖然能夠有效減少負(fù)載投切對母線電壓的影響，但以上都僅考慮負(fù)載功率值突變引發(fā)電壓波動的問題，并未將負(fù)載特性考慮在內(nèi)。而閉環(huán)控制的電機(jī)控制器- 輪轂電機(jī)負(fù)載由于負(fù)載變換器比例系數(shù)遠(yuǎn)大于源變換器，因此可近似等效為恒功率負(fù)載(CPL)，則負(fù)阻抗特性將直接威脅電壓穩(wěn)定性[14-15]。圖6所示為負(fù)阻抗特性原理圖。圖6中，vL為電感L兩端電壓，v0為CPL兩端電壓，vi為電壓源輸入電壓，i為電壓源輸出電流，V0為CPL端穩(wěn)態(tài)電壓。

圖6 負(fù)阻抗特性原理圖Fig.6 Schematic diagram of negative impedance characteristics

分析圖6可知，當(dāng)CPL端電壓v0與電壓源輸入電壓vi相等時，系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)A(V0,I0)。假設(shè)系統(tǒng)中存在擾動，致使電壓源輸出電流i較平衡點(diǎn)電流偏大Δi，則為保證負(fù)載功率恒定，CPL的端電壓將下降。但此時電源電壓vi大于CPL的端電壓v0，因此輸出電流進(jìn)一步提升，從而使工作點(diǎn)不斷右移并逐漸遠(yuǎn)離平衡點(diǎn)，系統(tǒng)進(jìn)入正反饋工作狀態(tài)。反之，假設(shè)系統(tǒng)的擾動導(dǎo)致電流比平衡點(diǎn)電流偏小Δi，系統(tǒng)的工作點(diǎn)會不斷左移，逐漸遠(yuǎn)離平衡點(diǎn)。

基于以上分析考慮，車輛在加速過程中負(fù)載功率緩慢變化，電壓與電流反饋環(huán)應(yīng)可及時響應(yīng)母線電壓擾動，但由于負(fù)阻抗特性的影響，母線電壓出現(xiàn)振蕩發(fā)散。下面從電機(jī)負(fù)載特性入手，在原有功率前饋控制基礎(chǔ)上，增加抑制負(fù)阻抗特性的電壓前饋，從而進(jìn)一步提高母線電壓穩(wěn)定性。

系統(tǒng)負(fù)載總功率為

(6)

(6)式進(jìn)行小信號分析，可得

(7)

結(jié)合(3)式與(7)式，可得

(8)

(8)式兩邊對時間t微分并同乘L，可得

(9)

圖7 DC/DC母線電壓補(bǔ)償控制策略Fig.7 Voltage compensation control strategy of DC/DC converter

2.3 雙通道補(bǔ)償控制

系統(tǒng)負(fù)阻抗是導(dǎo)致系統(tǒng)失穩(wěn)的重要因素，工程上大多采用增加正阻抗或者通過控制來提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。本文通過控制的角度來抵消系統(tǒng)負(fù)阻抗帶來的影響，根據(jù)車載綜合電力系統(tǒng)母線電壓兩種失穩(wěn)機(jī)理，需要同時抑制負(fù)載投切和負(fù)載特性對電壓的影響。因此，綜合以上功率前饋控制以及抑制負(fù)阻抗特性的電壓補(bǔ)償控制，本文提出雙通道補(bǔ)償控制策略，提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。其小信號控制框圖如圖8所示。圖8中，Gf為雙通道補(bǔ)償控制器傳函，

圖8 雙通道補(bǔ)償控制策略Fig.8 Dual-channel compensation control strategy

(10)

結(jié)合圖8與(10)式，可得采用雙通道補(bǔ)償控制后負(fù)載功率到母線電壓的小信號傳函為

(11)

同樣根據(jù)表1中參數(shù)，電機(jī)功率從105 kW逐漸增加至135 kW，步長為5，得到(11)式的極點(diǎn)分布如圖9所示。

圖9 不同電機(jī)功率下bus/的極點(diǎn)分布(雙通道補(bǔ)償控制)Fig.9 Poles distribution of bus/ with different motor powers (two-channel compensition control)

對比圖5和圖9發(fā)現(xiàn)：在采用雙通道補(bǔ)償控制后，隨著電機(jī)負(fù)載功率增加，雖然極點(diǎn)仍然逐漸靠近虛軸，但都落在左半平面；電機(jī)功率135 kW時系統(tǒng)仍然穩(wěn)定，表明采用雙通道補(bǔ)償控制在理論上可以有效提高母線電壓穩(wěn)定性，提升系統(tǒng)帶載能力。

3 硬件在環(huán)仿真驗證

為驗證雙通道補(bǔ)償策略對提高母線電壓穩(wěn)定的有效性，開展硬件在環(huán)仿真實(shí)驗。利用dSPACE軟件生成控制器代碼并下載到中央控制器；用Vortex程序搭建車輛動力學(xué)模型模擬實(shí)車場景；用RT-LAB1軟件模擬車載電力系統(tǒng)、RT-LAB2模擬驅(qū)動電機(jī)系統(tǒng)，車載電力系統(tǒng)與驅(qū)動電機(jī)系統(tǒng)各部件參數(shù)、拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與前文理論分析一致，其中電機(jī)負(fù)載功率為采集的RT-LAB2軟件中的電力信號計算所得；各模塊之間建立FlexRay網(wǎng)絡(luò)，構(gòu)成硬件在環(huán)仿真環(huán)境，結(jié)構(gòu)如圖10所示。

圖10 硬件在環(huán)仿真系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.10 Layout diagram of hardware-in-loop simulation

針對第2節(jié)提到的車輛突然加速或減速和加速過程中出現(xiàn)的母線電壓波動問題，分別在無前饋控制、只有功率前饋控制以及雙通道補(bǔ)償控制的情況下進(jìn)行對比仿真。為了便于分析，仿真設(shè)定車輛工作在8×8模式且載荷平均，即8個輪轂電機(jī)狀態(tài)相同。

3.1 車輛突然加速和突然減速的仿真實(shí)驗

車輛起始車速為20 km/h，單個電機(jī)轉(zhuǎn)矩為115 N. 在0.2 s將單個電機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)矩設(shè)置為143.75 N·m，車輛開始加速，0.4 s時車速為22.88 km/h；然后在0.4 s又突然將單個電機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)矩設(shè)置為86.25 N·m，車輛開始減速，到0.6 s時車速降回20 km/h. 仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 車輛突然加減速仿真結(jié)果Fig.11 Simulated results when the vehicle suddenly accelerating and decelerating

從圖11中可以看出，在0.2 s時隨著電機(jī)轉(zhuǎn)矩增大，電機(jī)總功率由83.73 kW階躍至104.67 kW，車輛開始逐漸加速。母線電壓仿真結(jié)果如表2所示。

表2 車輛突然加速母線電壓情況Tab.2 Bus voltage when the vehicle suddenly accelerating

由表2可知：當(dāng)車輛突然加速時，采用功率前饋控制能夠有效抑制母線電壓跌落，減少恢復(fù)穩(wěn)態(tài)時間；采用雙通道補(bǔ)償控制相比于只采用功率前饋控制雖不能進(jìn)一步抑制母線電壓跌落，但可以有效提高系統(tǒng)響應(yīng)速度。

從圖11中可以看出，在0.4 s時，隨著電機(jī)轉(zhuǎn)矩突然減小，電機(jī)總功率由119.73 kW階躍至95.78 kW，車輛開始逐漸減速。母線電壓仿真結(jié)果如表3所示。

表3 車輛突然減速母線電壓情況Tab.3 Bus voltage when the vehicle suddenly decelerating

由表3可知，當(dāng)車輛突然減速時，采用雙通道補(bǔ)償控制能夠有效抑制母線電壓暫升，減少母線電壓暫態(tài)時間。

結(jié)合車輛突加速或減速時母線電壓仿真結(jié)果分析，可以看出采用功率前饋控制能夠有效改善母線電壓暫升或暫降問題，雙通道補(bǔ)償控制相比于只采用功率前饋控制雖不能進(jìn)一步抑制母線電壓暫升或暫降，但可以有效提高系統(tǒng)響應(yīng)速度，減少母線電壓波動時間。

3.2 車輛加速過程的仿真實(shí)驗

車輛起始車速為20 km/h，在0.2 s開始以2.78 m/s2的加速度加速行駛，仿真結(jié)果如圖12所示。

圖12 車輛持續(xù)加速仿真結(jié)果Fig.12 Simulated results when the vehicle continuously accelerating

從圖12中可以看出：車輛從0.2 s時開始加速，電機(jī)轉(zhuǎn)矩基本保持不變，輪轂電機(jī)總功率逐漸增加；無前饋控制時，在1.2 s左右，由于負(fù)載負(fù)阻抗特性的影響母線電壓開始振蕩發(fā)散，系統(tǒng)失穩(wěn)，此時車速大概為30 km/h，電機(jī)總功率為135.6 kW. 采用功率前饋時，同樣在1.2 s左右，母線電壓開始發(fā)散失穩(wěn)，但相比無前饋控制時發(fā)散幅度要略小，表明采用功率前饋控制并不能有效抑制負(fù)載的負(fù)阻抗特性的影響。采用雙通道補(bǔ)償控制時，在1.45 s左右母線電壓才開始振蕩發(fā)散，系統(tǒng)失穩(wěn)，車速大概為32.5 km/h，電機(jī)總功率為140.07 kW，此時電感限流值已達(dá)上限，因此系統(tǒng)由于功率不平衡而失穩(wěn)；此時若保證系統(tǒng)穩(wěn)定，則需要增加電感電流上限值。

結(jié)合圖11和圖12的仿真實(shí)驗結(jié)果分析可知：功率前饋控制主要對車輛突然加速或減速引發(fā)的電壓波動有較好的抑制作用；雙通道補(bǔ)償控制策略對兩種母線電壓波動都有較好的抑制作用，尤其是針對負(fù)阻抗特性誘發(fā)的電壓振蕩發(fā)散問題具有較好的抑制效果。

4 樣車試驗驗證

為進(jìn)一步驗證雙通道補(bǔ)償控制策略的有效性，開展某型8×8電傳動輪式裝甲車樣車試驗，其內(nèi)部車載綜合電力系統(tǒng)各部件參數(shù)與前文理論分析和硬件在環(huán)仿真時的一致，部分電力系統(tǒng)如圖13所示。整車電力系統(tǒng)參數(shù)同表1，選擇在良好路面進(jìn)行樣車試驗。

圖13 某型8×8電傳動輪式裝甲車Fig.13 A 8×8 electrical wheeled armored vehicle

4.1 車輛突然加速的對比試驗

在無前饋控制情況下，車輛由3.5 s開始加速，12.5 s加速結(jié)束；在雙通道補(bǔ)償控制情況下，從3 s開始加速，13.5 s時加速結(jié)束。試驗結(jié)果如圖14所示。

圖14 車輛突然加速試驗結(jié)果Fig.14 Test results when the vehicle suddenly accelerating

由圖14可以看出：兩次試驗過程中，車輛狀態(tài)基本一致，其結(jié)果具有可比性；在車輛開始加速時，雖然電機(jī)轉(zhuǎn)矩很大，但車速很小，因此電機(jī)功率并不大，母線電壓并沒有馬上跌落；隨著車速增加，電機(jī)功率增大，母線電壓開始跌落，直到車輛停止加速后開始恢復(fù)。并且，相比于無前饋控制，采用雙通道補(bǔ)償控制時母線電壓開始跌落的時間較晚，表明控制策略已經(jīng)起作用；電壓跌落最低值比無前饋控制情況下約高50 V；從電壓恢復(fù)穩(wěn)態(tài)時間來看，也比無前饋控制時略微提前。試驗結(jié)果與第3節(jié)仿真時母線電壓變化趨勢基本一致。

4.2 車輛在加速過程的對比試驗

車輛從靜止開始加速，試驗結(jié)果如圖15所示。

圖15 車輛加速過程試驗結(jié)果Fig.15 Test results when the vehicle accelerating

由圖15可以看出：兩次試驗過程中電機(jī)轉(zhuǎn)矩、車速變化基本一致，試驗結(jié)果具有可比性。在進(jìn)行無前饋控制加速試驗時，14～18 s間由于車輛自身問題電機(jī)無轉(zhuǎn)矩輸出，導(dǎo)致前期車速小于采用雙通道補(bǔ)償控制時的車速，但后期加速度較大，最終車速基本一致；無前饋控制時，在53 s左右，母線電壓開始波動下降，此時動力電池還未達(dá)到最大輸出功率，車輛加速度也較小，因此考慮為負(fù)阻抗特性產(chǎn)生的影響。在采用雙通道補(bǔ)償控制后，直到車速加速到45 km/h，母線電壓仍舊一直保持穩(wěn)定。

以上試驗結(jié)果與硬件在環(huán)仿真以及理論分析結(jié)果基本一致，再次驗證了雙通道補(bǔ)償控制策略能夠有效提高車載綜合電力系統(tǒng)母線電壓穩(wěn)定性。

5 結(jié)論

本文以某型8×8輪式電傳動裝甲車為研究對象，為解決車輛在突然加速或減速和加速過程中出現(xiàn)的母線電壓波動問題，在功率前饋控制的基礎(chǔ)上，結(jié)合系統(tǒng)負(fù)載特性提出了雙通道補(bǔ)償控制策略。通過硬件在環(huán)仿真和樣車試驗進(jìn)行了有效性驗證。得到主要結(jié)論如下：

1)車輛突然加減速引起母線電壓波動是由系統(tǒng)反饋環(huán)響應(yīng)滯后引起的；加速過程中出現(xiàn)的電壓波動是由電機(jī)負(fù)載的負(fù)阻抗特性導(dǎo)致系統(tǒng)正反饋引起的。

2)采用功率前饋控制可以有效抑制由負(fù)載功率突變導(dǎo)致的母線電壓波動，但對電機(jī)負(fù)載的負(fù)阻抗特性誘發(fā)的電壓波動基本無效。

3)采用雙通道補(bǔ)償控制策略能夠有效抑制車載綜合電力系統(tǒng)母線電壓波動問題，改善系統(tǒng)穩(wěn)定性能。