輪轂電機驅動車輛雙重轉向直接橫擺力矩控制

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

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輪轂電機驅動車輛雙重轉向直接橫擺力矩控制

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

摘要:針對某型8輪輪轂電機驅動車輛,設計一種基于直接橫擺力矩控制的雙重轉向控制方法,建立車輛雙軌2自由度動力學模型,研究包含滑移轉向工況的車輛參考模型,并對滑移轉向比采用基于車速與路面附著條件的模糊調節。為平衡橫擺角速度控制與質心側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,以質心側偏角作為約束量,采用滑模變結構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分配與驅動防滑控制相結合的分配策略。利用硬件在環實時仿真平臺對所提出的雙重轉向控制算法進行分析驗證,仿真結果表明:采用雙重轉向控制,能有效提高車輛轉向的機動靈活性和操縱穩定性,對于提高輪式裝甲車輛戰場生存能力具有重要意義。

關鍵詞:兵器科學與技術;輪轂電機;雙重轉向;直接橫擺力矩控制;硬件在環

0　引言

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

直接橫擺力矩控制(DYC)是目前應用比較廣泛的車輛操縱穩定性控制技術[3-5]。傳統的直接橫擺力矩控制,是通過ABS系統產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 +主動轉向相結合的控制方式,例如,DYC +主動前輪轉向控制(AFS)[6]、DYC +主動后輪轉向控制(ARS)以及DYC +4輪轉向控制(4WS)[7]。新型分布式輪轂電機驅動車輛,可通過同時控制輪轂電機的驅動/制動轉矩來實現直接橫擺力矩控制,從而避免了傳統單一制動DYC控制所帶來的不足,并且為輪轂電機驅動車輛雙重轉向控制提供了可能[8-9]。

本文以某型8輪分布式輪轂電機驅動裝甲車輛為研究對象,建立車輛雙軌2自由度動力學模型以及零化質心側偏角參考模型,對參考模型的滑移轉向比進行基于車速與路面附著系數的模糊調節;控制模型以橫擺角速度作為直接控制變量,以質心側偏角作為約束量,采用滑模控制方法計算期望橫擺力矩,通過轉矩控制模塊對8個驅動電機的轉矩進行分配。最后,利用硬件在環實時仿真平臺,針對不同車速、不同路面附著和不同轉向操作工況進行實時仿真分析。

1　車輛動力學模型

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

橫向運動:

圖1　車輛雙軌2自由度動力學模型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個車輪的轉向角;m為整車質量。

橫擺運動:

式中:M為橫擺力矩,

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

2　車輛參考模型

車輛質心、輪胎側偏角表達式為

式中:β為質心側偏角;αi為第i個車輪的側偏角。

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

式中:Cαi為第i個車輪的側偏剛度,采用文獻[11]中根據試驗數據的試湊法獲得。

根據文獻[12],車輛參考模型可表示為

式中:X = [β γ]T為車輛的狀態變量;δ為轉向輪轉角。

將(4)式、(5)式代入到(1)式和(2)式中得到系統狀態方程為

其中

2.1控制變量期望值

當車輛進行理想自然軌跡轉向時,此時質心側偏角值較小,參考模型簡化成零化質心側偏角模型。

式中: Xd= [0 γ*]T.解得零化質心側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心側偏角為0時的參考值,即符合阿克曼理想轉向模型下的橫擺角速度值,當車輛在一定工況下需要進行滑移轉向來實現小半徑轉向時,此時,期望的橫擺角速度值,顯然要大于理想轉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整:

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

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

綜合(9)式和(10)式,橫擺角速度期望值為

2.2滑移轉向比

滑移轉向比K的取值,要同時兼顧車輛轉向機動靈活性和操縱穩定性,車速較低、路面情況較好的情況下,可以選擇較大的K值,增大滑移轉向,提高車輛機動靈活性;在車速較高,或者路面附著系數較低時,應該盡量降低甚至不進行滑移轉向。基于上述分析,本文采用模糊調節方法,對滑移轉向比K值進行調節,模糊控制器的輸入分別為車速υ和路面最大附著系數μ,表1為模糊推理調節規則,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、車速和滑移轉向比的隸屬度函數,圖5為滑移轉向比的映射圖。車速大于30 km/ h 時,滑移轉向比設定為1.

表1　滑移轉向比K的模糊規則Tab.1 Fuzzy reasoning rule for K

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

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

圖4　滑移轉向比K的隸屬度函數Fig.4 Membership function of K

3　雙重轉向控制策略

3.1轉向控制結構

圖5　滑移轉向比K的映射圖Fig.5 Mapping of K

橫擺角速度和質心側偏角是表征車輛穩定性的兩個重要變量[5]。車身橫擺角速度,在車輛質心側偏角較小時,能反映車輛的穩定性,但是當車輛質心側偏角較大,尤其是發生側滑等情況時,由于車輛的側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,在發生側滑等工況時,無法有效改善車輛的操縱穩定性;采用質心側偏角作為控制變量,一般是將質心側偏角為零作為控制目標,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心側偏角,在質心側偏角超過設定的閾值后,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心側偏角限制之間的矛盾。控制結構如圖6所示。圖6中ρ為驅動踏板信號。

圖6　雙重轉向控制結構Fig.6 Control structure of dual-steering

3.2期望橫擺力矩

本文采用滑模變結構算法計算期望橫擺力矩,滑模變結構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用。

選取滑模面:

采用指數趨近率:

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

將(14)式與車輛雙軌2自由度動力學模型的橫擺運動方程聯立,消去γ·,得車輛穩轉向期望橫擺力矩:

3.3轉矩分配策略

本文在直接橫擺力矩分配過程中,采用預分配與單輪防滑控制相結合的轉矩分配策略,預分過程中,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4個電機轉矩,預分配時,同側4個電機給定相同;Td為驅動踏板對應的總需求力矩。

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

4　硬件在環實時仿真

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

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

該平臺包括駕駛員操縱系統、控制系統、電機驅動系統以及動力學實時仿真系統4個部分,其中電機驅動系統與控制系統采用Flexray總線通信,其它系統采用CAN總線進行通訊。控制算法以代碼形式下載到實車中央控制器,進行實時控制。

主要仿真參數如表2所示。

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

采用對比實驗,雙重轉向控制與無控制模型進行對比。無控制狀態時,8個電機轉矩進行平均分配,車輛轉向依靠機械轉向機構進行純自然轉向。

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

圖8　良好路面低速小半徑轉向實驗Fig.8 Steering with small radius at low speed on fine road

由圖8的實驗結果可知,在駕駛信號相同的條件下,采用雙重轉向控制,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;轉向半徑也由無控制狀態下的22 m減小到17 m,同時,車輛總力矩維持不變。對比實驗可知,采用雙重轉向控制,可有效減小轉向半徑,提高車輛轉向的機動靈活性,減小了駕駛員的操縱負擔。

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

圖9　低附著路面高速大半徑轉向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下,車輛基本按照理想轉向模型進行轉向,滑移轉向比為1,此時,雙重轉向控制以車輛轉向穩定性為控制目標。由對比實驗可知,在低附著路面高速大半徑轉向時,相同駕駛信號給定的前提下,采用雙重轉向控制的車輛,轉向軌跡更接近理想轉向模型下的運行軌跡,轉向穩定性得到提高。

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

圖10　極限小半徑轉向Fig.10 The minimum radius steering

由實驗結果可知,無控制狀態下,車輛最小能達到的轉向半徑為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的空間才能完成轉向;而施加雙重轉向控制之后,最小轉向半徑達到5 m,大大減小了轉向所需空間。

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

5　結論

提出了輪轂電機驅動車輛雙重轉向直接橫擺力矩控制方法,以車輛雙軌2自由度動力學模型及參考模型為基礎,建立包含滑模控制器和轉矩分配模塊的轉向控制模型,并利用硬件在環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。實驗結果表明,采用雙重轉向控制的車輛,無論是在轉向機動靈活性還是操縱穩定性方面都有明顯提高,這種技術運用到新型輪轂電機驅動裝甲車輛上,對提高裝甲車輛的戰場生存能力和戰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,博士生導師。E-mail: maxiaojun_zgy@163.com

基金項目:國家自然科學基金項目(51507190)

收稿日期:2015-04-16

DOI:10.3969/ j.issn.1000-1093.2016.02.003

中圖分類號:TJ81

文獻標志碼:A

文章編號:1000-1093(2016)02-0211-08