郭弘明， 席軍強， 陳慧巖， 張子豪

(北京理工大學 機械與車輛學院, 北京 100081)

0 引言

傳統(tǒng)履帶車輛制動功能的實現(xiàn)方式與普通民用車輛一致，即通過摩擦式制動器將車輛的動能轉(zhuǎn)換為熱能，同時分離離合器、切斷動力供應。但不同于普通民用車輛的是，履帶車輛質(zhì)量較重，行走系統(tǒng)在制動過程中承受的負荷極大，致使其制動相關(guān)部件的尺寸普遍較大、壽命普遍較短。而電動車輛則可利用電機再生制動特性，在制動時產(chǎn)生一定的能量回收效果[1]。因此將電氣制動和機械制動結(jié)合，并加以線控設(shè)計和控制，可有效改善履帶車輛制動性能，良好地契合無人駕駛技術(shù)在履帶車輛上實現(xiàn)的過程中對底盤的易控性要求。

具體來看，電氣制動響應迅速，高速時可回收部分制動能量，但電機在低速時制動效果微弱。并且一般電機為克服起步阻力均以低速高轉(zhuǎn)矩，高速低轉(zhuǎn)矩為原則設(shè)計，在高速制動時難以提供足夠的制動轉(zhuǎn)矩；傳統(tǒng)機械摩擦制動的制動效能在各種車速下更加穩(wěn)定有效，但過多的高速制動將縮短制動器壽命，且頻繁制動導致的溫升會降低制動效能。

關(guān)于電機制動與機械制動在履帶車輛上匹配的問題，由于我國電驅(qū)動履帶車輛起步較晚，相關(guān)研究資料相對較少，二者的結(jié)合方式主要分為兩種：一是速度分段式[2-3]，即根據(jù)兩種制動方式在不同車速下的性能特點，在不同車速區(qū)間采用不同的結(jié)合方式；二是采用模糊控制算法，以駕駛員意圖[4]、車速[4-5]、動力電池荷電狀態(tài)(SOC)[4-5]等變量作為模糊輸入，對兩種制動力進行更細致的分配。比較來看，前者邏輯簡單清晰，易于實現(xiàn)和控制，但鑒于后者更細致復雜的控制邏輯，必然會犧牲一定的制動平穩(wěn)性和乘坐舒適性。經(jīng)過對以上文獻[2-5]的分析可以發(fā)現(xiàn)，前期相關(guān)研究大多停留在理論分析、模型仿真以及硬件在環(huán)仿真的層面，未能結(jié)合實際電機特性及相應的車輛性能設(shè)計需求給出切實可行的完整技術(shù)方案。另外，關(guān)于履帶車輛機電聯(lián)合制動系統(tǒng)如何實現(xiàn)線控控制的問題，尚未見到相關(guān)研究。

本文結(jié)合某電驅(qū)動無人履帶車輛的實際研制過程，針對軍用無人駕駛技術(shù)相對制動的平穩(wěn)性和舒適性而言更重視機動性、可控性的設(shè)計目標，提出了更加適用于線控的改進三段式機電聯(lián)合制動結(jié)合方式，并給出各個階段具體的制動力矩分配策略。然后對整個系統(tǒng)進行基于控制器局域網(wǎng)絡(CAN)通信的線控設(shè)計。最后通過對實車制動試驗數(shù)據(jù)進行分析，得到了該線控聯(lián)合制動系統(tǒng)的響應速度、制動性能、能量回收性能等特性，相關(guān)指標完全滿足國家軍用標準對軍用履帶車輛的制動性能要求，并能實現(xiàn)一定的制動能量回收。

1 線控聯(lián)合制動系統(tǒng)整體設(shè)計與分析

1.1 整體設(shè)計布局

圖1顯示了線控聯(lián)合制動系統(tǒng)在車輛上的實際布局，其中虛線為控制線，細實線為液壓油路，粗實線為電機直流母線。

圖1 線控聯(lián)合制動系統(tǒng)整體布局示意圖Fig.1 Overall layout of brake system

如圖1中所示，該系統(tǒng)主要分為電機制動部分和液壓制動部分。電機制動部分由驅(qū)動電機、驅(qū)動電機控制器、動力電池等部件組成。在進行整車能量管理系統(tǒng)設(shè)計時充分考慮制動過程中的能量回流負載，因此電機制動采用最為理想的再生制動方式。在實際制動過程中，驅(qū)動電機控制器接收到上層控制器的線控信號，控制電機產(chǎn)生與其當前運轉(zhuǎn)方向相反的反向轉(zhuǎn)矩，電機克服該反向轉(zhuǎn)矩做功，車速降低；由此產(chǎn)生的電流經(jīng)過電流母線向動力電池充電，實現(xiàn)部分能量回收。

液壓制動部分由液壓控制單元、液壓泵、制動管路、油源、輪缸壓力傳感器等部件組成，其線控實現(xiàn)較電機制動相對復雜。具體的工作原理如圖2所示[6]。

圖2 線控聯(lián)合制動系統(tǒng)原理圖Fig.2 Schematic diagram of drive-by-wire of hydraulic brake system

液壓控制單元在接收到上層控制器下發(fā)的包含使能指令和期望制動油壓的線控信號后，將其與壓力傳感器采集到的實時輪缸油壓進行對比，若期望油壓高于實時油壓，則液壓控制單元觸發(fā)內(nèi)置電機驅(qū)動油泵動作；同時打開常閉的吸入閥，制動油液從油源中被吸入，經(jīng)過常開的增壓閥到達制動輪缸，建立起制動壓力。在期望油壓建立后，電機停止動作，增壓閥關(guān)閉，即可維持油壓穩(wěn)定。制動需求滿足后，常閉的減壓閥和吸入閥打開，油液回流至主缸，制動壓力消失。

1.2 控制系統(tǒng)介紹

圖1中同樣顯示了與線控機電聯(lián)合制動系統(tǒng)相關(guān)的各個控制器之間的控制關(guān)系。

從圖1中可以看到，制動信號的信號源有兩個：一個是規(guī)劃工控機，對應無人駕駛狀態(tài)。該狀態(tài)下規(guī)劃決策系統(tǒng)通過分析感知系統(tǒng)所獲取的環(huán)境信息并得出制動需求后，下發(fā)制動使能信號和數(shù)值在0～100之間的期望制動程度到底層CAN網(wǎng)；另一個是遙控駕駛儀，作為該系統(tǒng)在有人駕駛狀態(tài)下的信號源，留出無人駕駛系統(tǒng)接收人工干預的接口，用于緊急制動等特殊狀況下的人工控制。其線控信號的形式同上，不再贅述。

圖1中整車控制單元為制動控制策略實現(xiàn)的硬件平臺，負責接收工控機或遙控駕駛儀的制動信號，將其解析為對應的電機負轉(zhuǎn)矩值或輪缸壓力后下發(fā)給對應的下一級控制器。具體信號以CAN協(xié)議的標準幀傳遞，共計6幀報文即可滿足通信需求。

1.3 制動百分比信號解析

1.2節(jié)所述制動百分比信號是1個0～100之間的變量，表示需求制動程度的大小，最終要與機電聯(lián)合制動系統(tǒng)中真正可控的電機負轉(zhuǎn)矩和液壓管路壓強建立起確定的對應關(guān)系。

車輛制動需求一般有以下4種：1)車輛行駛過程中為降低車速而進行的減速制動；2)為將車輛由行駛轉(zhuǎn)為靜止的停車制動；3)緊急情況下快速停車的緊急制動；4)為實現(xiàn)車輛穩(wěn)定停放的駐車制動。其中減速制動過程和緊急制動包括在停車制動過程內(nèi)[3]，而駐車制動功能一般由額外的機構(gòu)實現(xiàn)，因此本文著重分析停車制動過程。

首先已知電驅(qū)動履帶車輛制動過程中的動力學模型[7]如下：

(1)

式中：δ為質(zhì)量增加系數(shù)；m為車輛總質(zhì)量；v為車速；Fe、Fm、Fmotor分別為行駛環(huán)境、機械制動、電機制動提供的阻力，

(2)

f為滾動阻力系數(shù)，g為重力加速度，α為路面坡度，CD為空氣阻力系數(shù)，A為迎風面積。

從(1)式可知，機械制動與電機制動的效果均以折算到主動輪上的阻力轉(zhuǎn)矩值體現(xiàn)。其中電機制動轉(zhuǎn)矩可由(3)式得到：

(3)

式中：Tmotor為電機轉(zhuǎn)矩，作用在主動輪傳動軸上，其具體大小可由電機制動器直接控制；rb為主動輪半徑；ic和ib分別為側(cè)減速器傳動比和變速器傳動比。

機械制動轉(zhuǎn)矩值[8]可由以下各式確定：

(4)

Tμ=FpμRe,

(5)

(6)

式中：Tμ為由摩擦式制動器產(chǎn)生的阻力轉(zhuǎn)矩，同樣作用在主動輪傳動軸上；Fp為制動鉗盤之間的壓力，由制動輪缸壓力推動活塞使制動鉗壓緊制動盤產(chǎn)生；μ為摩擦片的滑動摩擦系數(shù);Re為制動盤有效半徑；p為輪缸壓力，可由液壓控制單元根據(jù)線控制動百分比信號實現(xiàn)直接控制；d為活塞直徑。這樣，便可以折算到主動輪上的制動轉(zhuǎn)矩大小為結(jié)合點，建立起線控制動百分比信號與機械制動轉(zhuǎn)矩以及電機制動轉(zhuǎn)矩之間的對應關(guān)系。在實際操作中，考慮到制動開關(guān)的誤觸、傳感器零漂等因素，將制動百分比0～10設(shè)置為空行程，100以及更大的制動百分比(或因傳感器誤差引起)均認為是緊急制動信號，觸發(fā)車輛機械和電機制動的最大制動能力，中間部分則進行線性解析。

2 機電制動結(jié)合方式與制動力分配策略

機械制動與電機制動結(jié)合以及二者制動力矩分配的基本原則是保證既定制動性能，即制動過程平均減速度達到4 m/s2以上，然后以此為前提最大化制動能量回收，盡可能避免頻繁持續(xù)的機械制動。換言之，制動過程中應引入更多的電機制動。另外，在制定具體的制動力結(jié)合方式與分配策略時，還應結(jié)合系統(tǒng)各個執(zhí)行部件的實際性能。

通過總結(jié)某電驅(qū)動無人履帶車輛制動系統(tǒng)的實際研制工作可知，在進行具體策略的制定時至少應考慮以下3個實際因素：

2.1 電機實際特性

圖3顯示了本文試驗平臺所選用的驅(qū)動電機外特性。從圖3中可以看出，該驅(qū)動電機具有電機外特性的典型特征，即額定轉(zhuǎn)速下基本呈現(xiàn)恒轉(zhuǎn)矩特性，額定轉(zhuǎn)速以上呈現(xiàn)恒功率特性。這種基本特征契合車輛啟動低轉(zhuǎn)速、高轉(zhuǎn)矩的工況，但不利于高轉(zhuǎn)速時進行制動。

圖3 某電機實際外特性Fig.3 Actual external characteristics of a motor

例如，當車輛以最高車速行駛時進行制動，電機制動僅能提供電機峰值轉(zhuǎn)矩20%左右的阻力轉(zhuǎn)矩。因此為保證車輛制動性能，需要在高速階段引入機械制動，使車速迅速降低至電機的較高轉(zhuǎn)矩區(qū)域。

2.2 純電機制動能力

為充分發(fā)揮電機制動能力，應根據(jù)實車測試確定純電機制動性能與設(shè)計需求的制動能力之間的差距，然后用機械制動彌補該差距。

圖4給出了最高車速下進行不同制動轉(zhuǎn)矩的純電機停車制動得到的平均減速度曲線。從圖4中可以看出，250 N·m以上的制動轉(zhuǎn)矩增加產(chǎn)生的邊際效果不佳，原因上文已述及，即高轉(zhuǎn)速下電機實際轉(zhuǎn)矩不能達到期望轉(zhuǎn)矩。因此結(jié)合上文討論，在250 N·m制動轉(zhuǎn)矩對應的電機轉(zhuǎn)速以上引入短暫的機械制動。

圖4 純電機制動性能Fig.4 Pure motor braking performance

2.3 執(zhí)行機構(gòu)響應速度

高于執(zhí)行機構(gòu)響應速度的指令變化頻率會使系統(tǒng)可控性變差。驅(qū)動電機對于電機控制器的控制指令響應幾乎是實時的[9]，但機械制動部件由于需要一定的壓力建立時間，響應速度較慢，具體如圖5所示。

圖5 機械制動系統(tǒng)響應速度Fig.5 Response speed of hydraulic brake system

通過向液壓控制單元發(fā)送最大期望制動程度對應的壓力10 MPa，測試整個機械制動系統(tǒng)的響應時間，結(jié)果如圖5所示。由圖5可看出，從指令發(fā)出到設(shè)定制動轉(zhuǎn)矩產(chǎn)生耗時約為0.6 s，系統(tǒng)整體響應速度較慢，因此制動過程中采用動態(tài)調(diào)整策略[10]，在這種硬件條件下并不具備很強的可操作性。反映到策略制定上，則是在制動過程中應避免分配系數(shù)的快速變化。

綜合以上考慮，制定如下基于車速分段的機電制動結(jié)合方式：

第1階段，電機工作在250 N·m對應的電機轉(zhuǎn)速vmotor以上，總的主動制動轉(zhuǎn)矩為

(7)

式中：Ttot為總的制動轉(zhuǎn)矩；Tmotor,max為電機實時的峰值轉(zhuǎn)矩；x為來自遙控駕駛儀的制動百分比信號；p′為最大制動百分比對應的管路壓強。

從(7)式可以看出，在該階段總的制動轉(zhuǎn)矩由電機實時峰值轉(zhuǎn)矩Tmotor,max與機械制動轉(zhuǎn)矩Tμ兩部分組成，其中Tμ由此時的制動百分比大小建立對應的管路壓強確定。另外，實際操作中可在機械制動摩擦部件的磨損與制動性能下降兩種負面效果之間權(quán)衡，適當調(diào)整最大制動百分比對應的管路壓強p′，在實際操作中將p′設(shè)置為液壓系統(tǒng)最大壓強與制動百分比的乘積。

第2階段，電機工作在vmotor和額定轉(zhuǎn)速vr之間，有

(8)

在該階段，總的制動轉(zhuǎn)矩全部由電機提供，具體數(shù)值由線控信號結(jié)合當前轉(zhuǎn)速下的峰值轉(zhuǎn)矩確定。

第3階段，電機工作在vr以下，有

(9)

式中：pmax為液壓管路的峰值壓力。

在該階段，總的制動轉(zhuǎn)矩全部由機械制動系統(tǒng)提供，具體數(shù)值由線控信號結(jié)合液壓管路的峰值壓力確定。

3 實車試驗與結(jié)果分析

按照第2節(jié)的策略完成制動系統(tǒng)搭建后，進行本文試驗平臺的制動性能測試。試驗環(huán)境條件參考國家軍用標準GJB20016《軍用履帶式工程機械設(shè)計定型通用試驗規(guī)程制動試驗方法》，試驗平臺參數(shù)及試驗路面參見圖6與表1. 試驗測試方法為在最高車速32 km/h下，通過遙控駕駛儀下發(fā)不同大小的制動百分比信號進行停車制動，然后根據(jù)試驗結(jié)果分析車輛制動性能以及能量回收性能。

3.1 制動性能

圖7顯示了按照第2節(jié)制定的聯(lián)合制動策略實車試驗得到的制動百分比與平均減速度關(guān)系。通過與圖4進行對比可以看出，制動性能明顯優(yōu)于純電機制動。而且在70%的制動百分比下即可滿足4 m/s2的履帶車制動性能要求。

圖6 實車試驗路面及平臺Fig.6 Test pavement and platform

表1 試驗平臺參數(shù)表

Tab.1 Test platform parameters

車長/mm5476主動輪半徑/m0.27車寬/mm2978側(cè)減速器速比5.5車高/mm1800變速器速比2.7/1接地長/mm3095履帶中心距/mm2464車質(zhì)量/kg9360驅(qū)動方式電驅(qū)動

圖7 制動百分比與平均減速度的關(guān)系Fig.7 Braking percentage vs. brake deceleration

圖8顯示了制動百分比與制動距離的關(guān)系。

圖8 制動百分比與制動距離的關(guān)系Fig.8 Braking percentage vs. brake distance

圖9顯示了本文試驗平臺進行自由減速，以及制動百分比分別為50%和100%時的車速隨時間變化曲線。由圖9可以看出較明顯的三段式特征和較平穩(wěn)的速度變化。

圖9 典型減速過程的車速與時間曲線Fig.9 Speed-time curves in typical deceleration process

3.2 能量回收性能

圖10為制動百分比取100%的制動過程中制動發(fā)電功率和制動充電功率，其中制動發(fā)電功率是指制動過程中電機制動負轉(zhuǎn)矩Tmotor與電機轉(zhuǎn)速ωmotor的乘積，表示電機制動系統(tǒng)在車輛減速過程中獲得的動能輸入功率，即有

Ptot,g=Tmotorωmotor.

(10)

圖10 制動過程能量回收效率Fig.10 Energy recovery efficiency during braking

制動充電功率是指制動過程中電機直流母線上電壓Umotor與電流Imotor的乘積，表示電機制動系統(tǒng)最終向動力電池輸出的能量回收功率，即有

Ptot,c=UmotorImotor.

(11)

圖10中的功率曲線對制動時間進行積分，然后按(12)式～(14)式[11]分別計算制動發(fā)電效率η1、制動轉(zhuǎn)化率η2、以及制動充電效率η3，

(12)

(13)

(14)

式中：環(huán)境阻力Fe通過自由減速過程中的平均減速度與整車質(zhì)量的乘積來近似得到，用于估算制動過程中環(huán)境阻力消耗的車輛動能；s為制動距離；vs與ve分別為制動開始、結(jié)束速度。

結(jié)合以上計算方式，在圖6所示路面上，參考NEDC(New European Driving Cycle)工況中的PART II，即市郊循環(huán)進行制動試驗。另外在實際操作時，將該循環(huán)中的設(shè)定車速按照120 km/h對應的32 km/h進行等比例縮放，以切合試驗平臺實際能力和履帶車輛實際行駛工況。最后，分析試驗數(shù)據(jù)，得到η1在43%左右、η2在58%左右、η3在25%左右。由此可以看出，制動發(fā)電功率較為可觀，只是由于轉(zhuǎn)化率的限制使得最終回收率較低。

4 結(jié)論

本文以某電驅(qū)動無人履帶車輛制動系統(tǒng)的實際搭建過程為例，給出了一種針對電機實際特性、制動能力以及各個執(zhí)行機構(gòu)響應速度等因素設(shè)計履帶車輛聯(lián)合制動具體結(jié)合策略的完整思路。基于車速分段，得到的機電聯(lián)合制動系統(tǒng)具有良好的可控性、易實現(xiàn)性以及易操作性。最后對該系統(tǒng)進行了實車試驗，分析試驗數(shù)據(jù)可知，該試驗平臺具有最大減速度為4.26 m/s2的制動能力和25%左右的動能轉(zhuǎn)化效率，完全滿足國家軍用標準相關(guān)要求，充分驗證了本文設(shè)計方案的有效性和實用性。