劉春光，徐浩軒，馬曉軍

(陸軍裝甲兵學(xué)院， 北京 100072)

近年來，越來越多的軍用車輛和重型車輛開始采用串聯(lián)式混合動力系統(tǒng)，作為串聯(lián)式混合動力系統(tǒng)主動力源的發(fā)動機-發(fā)電機組的協(xié)調(diào)控制問題也日益凸顯[1]。由于發(fā)動機調(diào)速的動態(tài)響應(yīng)時間較長，在車輛突加重載過程中容易造成機組轉(zhuǎn)速劇烈振蕩甚至可能因此而熄火。工程上一般采用限制發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩的方法協(xié)調(diào)發(fā)動機調(diào)速[2]，但同時增大了系統(tǒng)動態(tài)調(diào)節(jié)時間，并限制了機組的輸出能力，進而影響了車載電源系統(tǒng)的發(fā)電質(zhì)量，并沒有從根本上解決發(fā)動機-發(fā)電機組的協(xié)調(diào)控制難題。

傳統(tǒng)的發(fā)動機-發(fā)電機組控制策略一般通過發(fā)動機轉(zhuǎn)速閉環(huán)控制調(diào)節(jié)發(fā)動機噴油量進而控制機組轉(zhuǎn)速[3]，發(fā)電功率輸出可通過控制發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩來實現(xiàn)。這種控制策略下的發(fā)動機-發(fā)電機組在并網(wǎng)發(fā)電時對負載波動響應(yīng)速度很快，但并不適用于混合動力電傳動車輛這種要求機組轉(zhuǎn)速頻繁變化的車載工況。為解決這一問題，文獻[4]采用滑?？刂萍涌炝税l(fā)動機的響應(yīng)速度，但發(fā)動機的燃油等延時過程難以消除。文獻[5]為發(fā)動機與發(fā)電機之間加入了機械傳動裝置以協(xié)調(diào)其外特性，不適于同軸機組的調(diào)節(jié)。文獻[6]通過設(shè)計模糊規(guī)則對現(xiàn)有的電磁轉(zhuǎn)矩限幅策略進行了改進，能夠保護機組調(diào)速過程較為平順，但制訂模糊規(guī)則依賴經(jīng)驗，對于不同型號和出力的發(fā)動機-發(fā)電機組不具備普適性。

本文從發(fā)動機-發(fā)電機組系統(tǒng)角度出發(fā)，提出了一種基于復(fù)合控制策略的發(fā)電機功率跟隨控制策略。通過調(diào)節(jié)發(fā)動機進油量控制機組輸出功率，轉(zhuǎn)速則由發(fā)電機控制器閉環(huán)控制，并針對動態(tài)過程中機組輸出功率波動的問題設(shè)計前饋控制器，這種控制策略使功率跟隨控制過程中轉(zhuǎn)速的變化趨勢與功率調(diào)節(jié)目標(biāo)相一致，提高了機組動態(tài)過程的功率輸出能力，實現(xiàn)了車載發(fā)電機組的高品質(zhì)發(fā)電。通過對典型串聯(lián)式車載綜合電力系統(tǒng)的Matlab/Simulink仿真，驗證了該控制策略的可行性。

1 車載發(fā)電機組協(xié)調(diào)控制策略

1.1 發(fā)電機組失穩(wěn)機理分析

為提高串聯(lián)式混合動力電傳動車輛的經(jīng)濟性，混合動力電傳動車輛的發(fā)動機內(nèi)嵌功率-轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)模塊，發(fā)動機-發(fā)電機組通常需要根據(jù)目標(biāo)功率和最佳功率-燃油特性曲線不斷調(diào)整轉(zhuǎn)速。但大功率負載沖擊使發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩迅速上升，其幅值超過發(fā)動機輸出的動力矩，造成機組轉(zhuǎn)速振蕩，甚至使發(fā)動機因堵轉(zhuǎn)而熄火。

相比于傳統(tǒng)車輛，混合動力電傳動車輛的發(fā)動機調(diào)速控制更為困難。不僅是因為發(fā)動機與負載轉(zhuǎn)矩之間缺乏機械傳動裝置的調(diào)節(jié)，更是由于混合動力電傳動車輛通過預(yù)測負載需求功率進行功率分配，發(fā)動機無法進行預(yù)調(diào)節(jié)?；旌蟿恿﹄妭鲃榆囕v的發(fā)電機組調(diào)速關(guān)系滿足式(1)，忽略其中粘滯阻力和摩擦力的作用，有：

(1)

式(1)中：T為發(fā)動機輸出的動力矩；Te為發(fā)電機的電磁轉(zhuǎn)矩；J為機組軸轉(zhuǎn)動慣量；ω為軸角速度。由調(diào)速關(guān)系引入發(fā)動機自穩(wěn)系數(shù)S為：

(2)

S越大，發(fā)動機轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)過程中回到穩(wěn)態(tài)的能力越強；S越小，回歸穩(wěn)態(tài)的能力越弱。由于發(fā)動機的噴氣、燃油、摩擦等因素，?T/?ω常常較小?；旌蟿恿﹄妭鲃友b甲車輛的發(fā)動機負載轉(zhuǎn)矩為發(fā)電機的電磁轉(zhuǎn)矩。發(fā)電機功率跟隨控制的控制策略下，電磁轉(zhuǎn)矩根據(jù)負載功率需求響應(yīng)非常迅速，這提高了對負載的響應(yīng)能力，但當(dāng)負載變化過快時，S<0，作為阻力矩的電磁轉(zhuǎn)矩超過發(fā)動機輸出的動力矩，機組失穩(wěn)。

此外，車輛加載對機組轉(zhuǎn)速的作用與轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)目標(biāo)相反也是阻礙調(diào)速的重要原因。考慮發(fā)動機在某穩(wěn)態(tài)工作點附近時，將發(fā)動機的慣性常數(shù)等折算到發(fā)動機軸上，發(fā)動機轉(zhuǎn)矩響應(yīng)可以看作一個慣性加延遲環(huán)節(jié)，有：

(3)

發(fā)動機轉(zhuǎn)速閉環(huán)控制模型如圖1所示。

圖1 發(fā)動機轉(zhuǎn)速閉環(huán)控制模型示意圖

發(fā)動機系統(tǒng)在發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩擾動下傳遞函數(shù)為：

(4)

機組目標(biāo)輸出功率階躍變化過程對發(fā)動機的影響可以看作電磁轉(zhuǎn)矩發(fā)生階躍變化，即為Te(s)=Te/s，此時轉(zhuǎn)速變化量為：

(5)

將各參數(shù)代入式(5)可知，機組功率跟隨控制的過程中，發(fā)電機對機組轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)趨勢與目標(biāo)功率變化趨勢相反，即目標(biāo)輸出功率增大時，轉(zhuǎn)速有降低的趨勢。但機組輸出功率增大的過程同時也應(yīng)該是轉(zhuǎn)速上調(diào)的過程，機組輸出功率降低對應(yīng)的也是轉(zhuǎn)速降低的過程。傳統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)中發(fā)電機通過電磁轉(zhuǎn)矩對軸轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)作用與轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)目標(biāo)不一致。當(dāng)發(fā)電機對轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)作用強于發(fā)動機對轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)作用時，轉(zhuǎn)速出現(xiàn)振蕩。

1.2 新型協(xié)調(diào)控制策略設(shè)計

通過對傳統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)的分析，不難得出：要控制機組平順調(diào)速，就需要抑制發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩的變化率或使發(fā)電機對軸轉(zhuǎn)速的控制效果與機組功率變化過程中轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)目標(biāo)一致。目前的機組協(xié)調(diào)控制策略均從限制電磁轉(zhuǎn)矩變化率著手，增大了轉(zhuǎn)速平順調(diào)節(jié)的區(qū)間，但不能做到全功率變化范圍的平順調(diào)速。

本文將發(fā)動機-發(fā)電機組看作一個整體進行功率-轉(zhuǎn)速雙閉環(huán)控制，外環(huán)為功率環(huán)，由發(fā)動機控制器調(diào)節(jié)發(fā)動機進油量，實現(xiàn)機組的功率閉環(huán)控制；內(nèi)環(huán)為速度環(huán)，由發(fā)電機控制器控制發(fā)電機組轉(zhuǎn)速，并使發(fā)電機跟隨發(fā)動機功率輸出電功率。其中，發(fā)動機控制器接受上層控制器給出的功率期望值，以發(fā)電機實際輸出功率為反饋值進行閉環(huán)；同時，通過查詢發(fā)動機最佳燃油經(jīng)濟曲線，查表獲取機組目標(biāo)轉(zhuǎn)速，由發(fā)電機控制器完成轉(zhuǎn)速閉環(huán)控制?？刂圃砣鐖D2所示。

圖2 新型控制策略控制原理示意圖

采取該控制策略后，機組的轉(zhuǎn)速由通過發(fā)動機調(diào)節(jié)改變?yōu)橥ㄟ^發(fā)電機調(diào)節(jié)。車載發(fā)電機一般選擇永磁同步發(fā)電機，在兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的電壓方程為：

(6)

式(6)中：ud、uq為d、q軸電壓；id、iq為d、q軸電流；Ld、Lq為d、q軸電感；Rs為定子電阻；φm為永磁體磁鏈。

由式(6)可見，永磁同步電機是一個d、q軸存在耦合的復(fù)雜系統(tǒng)。為降低控制難度，現(xiàn)有的雙閉環(huán)設(shè)計方法大多采用id=0的線性解耦策略，將其等效為他勵直流電機進行控制，其雙閉環(huán)控制動態(tài)結(jié)構(gòu)示意圖如圖3。

圖3 雙閉環(huán)控制動態(tài)結(jié)構(gòu)示意圖

圖3中，Kω為速度環(huán)的比例系數(shù)，τω為速度環(huán)的積分系數(shù)，Ki為電流環(huán)的比例系數(shù)，τi為電流環(huán)的積分系數(shù)。K1/(τ1s+1) 代表增益為K1，濾波時間常數(shù)τ1的電流反饋濾波環(huán)節(jié)；K2/(τ2s+1)則表示存在增益K2，滯后時間常數(shù)τ2的三相PWM逆變器。L為等效電感，R為定子繞組電阻，P為極對數(shù)，Ke為轉(zhuǎn)矩系數(shù)。

將電流反饋濾波環(huán)節(jié)和PWM逆變器均視為小慣性環(huán)節(jié)，結(jié)合圖3所示的控制結(jié)構(gòu)可知，電流環(huán)的控制對象開環(huán)傳遞函數(shù)為：

(7)

式(7)中：Ti為τ1+τ2，通過小慣性環(huán)節(jié)合并而來；KR為1/R，Tm為L/R。加入PI控制器后，電流環(huán)的閉環(huán)傳遞函數(shù)為：

(8)

電流環(huán)設(shè)計一般采取零極點對消的方式消去電流開環(huán)被控對象的時間常數(shù),即取τi=Tm，此時式(8)上下對消零極點得：

(9)

式(9)中，T=τi/K1K2KRKi。由于速度環(huán)截止頻率低且Ti為極小值，對式(9)進行處理得：

(10)

則其速度環(huán)控制對象可以表示為：

(11)

式(11)中，K=Ke/J。由此可得轉(zhuǎn)速環(huán)帶控制器的開環(huán)傳遞函數(shù)為：

(12)

此時，機組目標(biāo)輸出功率的階躍響應(yīng)通過發(fā)動機輸出轉(zhuǎn)矩T作用于轉(zhuǎn)速閉環(huán)，設(shè)定輸出轉(zhuǎn)矩階躍變化為T(s)=T/s,則轉(zhuǎn)速變化為:

(13)

式(13)中，h(s)=s2(Ls+R)(1+1.5Ts)+sK(τ2s+1)。

由式(13)可見，新型結(jié)構(gòu)中功率輸出帶來的轉(zhuǎn)速響應(yīng)與功率控制的變化趨勢一致。發(fā)動機、發(fā)電機協(xié)同調(diào)速，避免了轉(zhuǎn)速振蕩的問題。

2 復(fù)合控制器設(shè)計

采用新型控制策略后，機組在車輛負載增加時，發(fā)電機優(yōu)先進行轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)，電磁轉(zhuǎn)矩的調(diào)節(jié)速度相較發(fā)動機輸出的動力矩調(diào)節(jié)更快，因此機組調(diào)速性能與抗負荷沖擊能力得到極大改善。但機組目標(biāo)功率因負載增加而上升時，雖然發(fā)動機輸出功率持續(xù)增大，發(fā)電機輸出功率由于電磁轉(zhuǎn)矩的降低而降低，即在機組調(diào)速的動態(tài)過程中，機組輸出功率會先向目標(biāo)功率的反向變化再迅速回歸目標(biāo)值，這主要是因為發(fā)動機燃油、噴氣等過程造成的延遲是不可消除的，電磁轉(zhuǎn)矩為達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速大幅降低。這種特性導(dǎo)致母線電能質(zhì)量的下降，不利于車輛響應(yīng)功率調(diào)節(jié)。為平衡調(diào)速與調(diào)功的關(guān)系，可以在調(diào)速過程中適當(dāng)放緩調(diào)速，減小電磁轉(zhuǎn)矩下降幅值，保證功率輸出。

減緩轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)可以通過加入微分環(huán)節(jié)，增大系統(tǒng)阻尼來實現(xiàn)，但一方面微分環(huán)節(jié)不利于工程實現(xiàn)，另一方面會增大系統(tǒng)的高頻噪聲[8]。因此，本文采用加入前饋控制的方式減小目標(biāo)調(diào)節(jié)的偏差，使發(fā)電機可以維持部分輸出功率，保證母線電能質(zhì)量。復(fù)合控制原理如圖4所示。

圖4 復(fù)合控制原理示意圖

圖4中Q(s)為前饋環(huán)節(jié)。前饋環(huán)節(jié)對系統(tǒng)性能影響如圖5所示，由圖5可以看出，相對于前饋環(huán)節(jié)采用比例參數(shù)，采用積分環(huán)節(jié)對系統(tǒng)的帶寬影響十分微弱。

圖5 前饋環(huán)節(jié)對系統(tǒng)性能影響

因此，前饋環(huán)節(jié)采用比例控制器。值得一提的是，加入前饋環(huán)節(jié)并不改變系統(tǒng)閉環(huán)傳遞函數(shù)的特征方程，系統(tǒng)極點不變，因此不會影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

適當(dāng)選擇預(yù)期的轉(zhuǎn)速和功率動態(tài)調(diào)節(jié)時間就可以通過目標(biāo)轉(zhuǎn)速的前饋放緩目標(biāo)轉(zhuǎn)速變化，為功率調(diào)節(jié)提供更多的時間，改善負調(diào)節(jié)特性和母線電能質(zhì)量。同時，只有功率調(diào)節(jié)幅度超出機組跟蹤能力時需要前饋控制，小幅度的調(diào)節(jié)過程進行前饋只會降低系統(tǒng)性能，因此，對前饋控制加入滯環(huán)保護環(huán)節(jié)，如圖6所示。

圖6 滯環(huán)保護環(huán)節(jié)示意圖

3 仿真驗證

本文以某型采用發(fā)動機-發(fā)電機組、蓄電池和超級電容器聯(lián)合供電的串聯(lián)式混合動力電傳動車輛參數(shù)為依據(jù)，首先根據(jù)基于RT-LAB的半實物仿真平臺,驗證發(fā)動機-發(fā)電機組在抗負荷沖擊、轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)及功率調(diào)節(jié)方面的有效性。仿真選定的器件參數(shù)及控制器設(shè)計參數(shù)如表1所示。

仿真中，發(fā)動機-發(fā)電機組采用功率跟隨控制、蓄電池采用穩(wěn)壓控制，超級電容器直接掛接在母線上。選定母線電壓穩(wěn)態(tài)值為750 V，機組從0 s開始啟動，目標(biāo)功率為100 kW，在5 s時機組目標(biāo)功率升至250 kW，轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)能力仿真結(jié)果如圖7所示，功率調(diào)節(jié)能力如圖8所示。

表1 設(shè)計參數(shù)

圖7(a)中，機組始終維持轉(zhuǎn)速給定1 700 r/min。傳統(tǒng)控制策略下的機組在5s時突加階躍負荷的沖擊下轉(zhuǎn)速先降低至1 500 r/min然后回升至給定轉(zhuǎn)速，經(jīng)過短時間的振蕩在7.2 s左右趨于穩(wěn)定；與傳統(tǒng)控制策略相比，采取新型控制策略后，機組在突加負荷后轉(zhuǎn)速有輕微的上升之后迅速維持給定值，與1.1節(jié)和1.2節(jié)的分析相一致。采用新型控制策略后避免了負荷沖擊造成的轉(zhuǎn)速振蕩，保護機組不會因突加負荷導(dǎo)致熄火。

圖7(b)中，機組在功率變換前后按照最佳功率-燃油特性進行調(diào)速。相比傳統(tǒng)控制策略，采用新型控制策略后，機組的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)能力顯著提升，跟蹤目標(biāo)轉(zhuǎn)速的能力更強，機組可以工作在最佳功率-燃油特性曲線的附近，更利于降低油耗。

圖7 不同控制策略下實驗波形

圖8為機組新型控制結(jié)構(gòu)下采取前饋加反饋的復(fù)合控制策略與不加入前饋環(huán)節(jié)前后的功率調(diào)節(jié)能力對比。

圖8 加入前饋控制前后實驗波形

如圖8(a)所示，復(fù)合控制策略有效地 抑制了動態(tài)調(diào)節(jié)過程中功率的波動，雖然整體的調(diào)節(jié)時間較非前饋控制下的機組落后0.4 s左右，但保證了動態(tài)調(diào)節(jié)過程中的功率輸出能力。如圖8(b)所示，未采取前饋環(huán)節(jié)的車載母線由于功率的劇烈波動電壓跌落至680 V以下，采取復(fù)合控制策略后，可以保證母線電壓維持在目標(biāo)值附近±10 V,保證了掛接在母線上的其他用電器的安全運行。

4 結(jié)論

串聯(lián)式混合動力電傳動車輛的發(fā)動機-發(fā)電機組在動態(tài)調(diào)節(jié)過程中容易因負載的沖擊導(dǎo)致機組轉(zhuǎn)速振蕩。通過采用基于復(fù)合控制的新型控制策略，可以較好地提高轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)能力，同時維持機組在動態(tài)調(diào)節(jié)過程中的功率輸出，從而避免轉(zhuǎn)速振蕩、母線電壓跌落。