大型電動輪礦用卡車電傳動系統控制方案

徐煦， 包瑋瑋， 王晗， 高玉， 申焱華

(1.神華寶日希勒能源有限公司， 內蒙古 呼倫貝爾 021000；2.青島慧拓智能機器有限公司， 山東 青島 266109；3.北京科技大學 機械工程學院， 北京 100083)

0 引言

大型電動輪礦用卡車最大載質量接近400 t，其運行過程中的功率需求波動大，對加速時的后備功率和制動時的能量回收能力都有很高要求。傳統混合動力車輛采用的發電機組與單一動力電池并聯供電的方式難以滿足車輛對峰值功率和能量的雙重需求[1-2]。超級電容能量密度較低，無法單獨長時間為母線供電，但其具有功率密度大、充放電使用壽命長的優點。為獲得較高的比功率和比能量特性，延長電池組的使用壽命，將動力電池組和超級電容組成復合電源是目前電動汽車或混合動力汽車研究的重點方向[3-7]。但在目前對復合電源的研究中，電池與超級電容均直接參與能量回收，對電池而言，只是降低了充放電功率，并沒有解決電池反復充放電問題，無法最大程度地提高電池壽命。

直流母線負責為驅動電動機供電，穩定的電壓有利于保持電動機及控制器的高效運行，在安全范圍內，通常提高母線電壓有利于獲得較高的效率[8]。對于母線電壓的控制，目前大多是將電池直接掛在直流母線上，使母線電壓跟隨電池電壓[5,9-10]。這種方法實現簡單且能夠保持電路穩定，但會導致電池組反復充放電問題，降低電池組使用壽命，且無法得到較高的母線電壓。因為需串聯很多電池單元才能達到較高的電池電壓，這必然會導致電池組的體積和質量過大。文獻[8,11]采用發電動機組控制母線電壓，但發電機組對母線電壓的調節速度相對較慢，且反復調節發動機功率會降低傳遞效率和可靠性。

鑒于大型電動輪礦用卡車的車輛載質量大，且對加速性能和續駛里程有較高要求，單一的鋰電池組或超級電容無法滿足需求，本文對復合電源結構進行改進，設計了發電機組+鋰電池+超級電容協同供電方式，提出了由超級電容和發電機組參與的綜合式直流母線電壓調節方法，并制定了基于功率跟隨與母線電壓調節相結合的能量協調控制策略。本文設計方案以實現整車性能要求為主，暫不考慮成本等因素的限制。

1 整車驅動系統結構

混合動力礦用卡車總體結構如圖1所示，由整車控制系統Z、發動機E、發電機G、整流器RE、電源管理系統BR、動力電源B(電池組+超級電容)、制動電阻柜控制器CA、制動電阻柜R、輪邊電動機M、電動機控制器C等組成。電傳動系統采用交流-直流-交流的能量傳遞結構，每個后車輪均由一個輪邊電動機獨立驅動，以獲得良好的驅動特性。

圖1 混合動力礦用卡車總體結構Fig.1 Overall structure of hybrid mine-used truck

混合動力礦用卡車電傳動系統如圖2所示。以駕駛員操作方向盤產生的轉角和整車控制器發出的各輪驅動力/制動力參考值作為控制指令，由電動機和制動器執行，得到實際的驅動力/制動力并作用到整車。車輛作為被控對象，將相關參數反饋至整車控制器和能量協調控制器。發電機組、電池和超級電容作為能量源，負責為電動機和逆變器供電，各部分的供電量由能量管理系統進行協調控制。當直流母線電壓過高時，為保證電路安全，通過制動電阻柜消耗多余能量。此外，在制動電阻柜內裝有電容元件，用于消除發電機和電動機功率差導致的電壓高頻波動。

圖2 混合動力礦用卡車電傳動系統Fig.2 Electric driving system of hybrid mine-used truck

2 電傳動系統控制方案

2.1 驅動控制方案

由于混合動力礦用卡車采用全輪獨立電動機驅動的方式，每個電動機的輸出功率可根據轉矩和轉速實時計算得出。根據輪邊速比和輪胎滾動半徑值可將電動機功率(轉矩)與轉速的關系轉換為電動機功率(轉矩)與車速之間的關系，如圖3所示。將與車速v對應的功率Pvmax(轉矩Tvmax)視為油門踏板最大開度時的值，則油門踏板開度為p時m個驅動電動機的輸出功率Pvout=Pvmaxpm。整車控制器根據油門踏板開度和車速等信號進行查表計算，即可得出整車的目標輸出功率(轉矩)。

圖3 車速與電動機輸出功率(轉矩)的關系Fig.3 The relationship between vehicle speed and motor output power(torque)

電動輪驅動車輛的制動力來源包括輪邊電動機制動和機械制動2個部分，制動時采取的原則如下：所需制動力先由電動機制動提供，當超過電動機的最大制動能力后，電動機制動不足部分由機械制動器提供。在緊急制動或低速制動及其他無需電動機回收制動的情況下，由機械制動器發揮制動作用。

2.2 發電機組控制方案

電傳動車輛的車速及牽引力特性不再取決于發動機的速度特性，因此發動機可根據燃油經濟性的要求來選擇運行工況[11]。為提高電傳動系統的能量轉化效率，在滿足車輛驅動要求的基礎上，應盡量使發動機工作在經濟區。連接不同負荷等功率曲線與不同油耗曲線的切點，可組成一條最經濟的發動機工作曲線。發動機功率與轉速的關系如圖4所示，其中曲線abcd可作為發動機最佳油耗工作曲線[12]。每個發電機組的參考功率對應于一個發動機轉速值，可將其作為發動機的控制轉速。

圖4 發動機最佳油耗工作曲線Fig.4 Engine working curves with best fuel consumption

發電機組作為主要的能量源，負責向直流母線供電，其具體控制原理如圖5所示，其中n為轉速，P為功率，T為轉矩，f為轉矩函數。整車能量協調控制器給出發電機組的目標輸出功率后，根據發動機的最佳油耗工作曲線得出發動機的目標轉速，同時根據發電機組參考功率PRef和參考轉速nRef計算得出發電機的電磁制動轉矩TRef。通過控制發動機轉速和發電機電磁轉矩，實現對發電機組輸出功率的控制。選擇發電機時，應盡量使發動機的最佳油耗工作曲線通過發電機的高效區。

圖5 發電機組控制原理Fig.5 Control principle of generator set

2.3 復合電源充放電控制

礦用卡車直流母線電壓較高，而電池和超級電容電壓相對較低，因此不能直接連接，需要通過直流變換電路實現不同電壓之間的充放電控制。為實現能量流動，在超級電容與直流母線之間、電池與超級電容之間采用DC/DC變換器，而在電池與直流母線之間進行單向放電控制(用DC表示)，如圖6所示，其中PB2S為電池與超級電容之間的充放電功率，PBDC為電池放電功率，URef為直流母線電壓。當需要向直流母線供電時，電池和超級電容可根據電量需求情況分別或同時向直流母線供電。電池與母線之間采用單向放電主要是考慮到電池的充電功率較低，母線剩余電量過高時將由超級電容吸收。電池與超級電容之間的DC/DC則是為了將超級電容中的電量控制在合理范圍內，當超級電容中的電量超過一定范圍后，超級電容將向電池進行充電；而當超級電容中的電量過低時，則由電池向超級電容充電。這種充放電控制方式可在滿足整車性能要求的同時，有效減少電池的充放電次數，有利于提高鋰電池的使用壽命。

圖6 復合電源充放電控制原理Fig.6 Principles of charge and discharge control of composite power supply

對于直流母線電壓控制，最簡單的方式是將電池組或超級電容直接并聯在直流母線上，使母線電壓自動跟隨電源電壓變化。但實際上，由于超級電容的能量密度較低，無法通過長時間的放電維持母線電壓穩定；電池組的功率密度低且充放電次數有限，直接連接母線會降低電池壽命；直流母線電壓較高，必須串聯很多單體電源才能滿足電壓和功率要求，這將占用很大的空間體積，增加整車質量。因此，本文通過調節超級電容與直流母線之間DC/DC的充放電功率實現對直流母線電壓的控制，若超級電容電量不足，可由電池組補充。母線電壓調節方式如下：在急加速、制動、穩定性控制等工況下，發電機組功率無法滿足整車能量需求時，采用超級電容進行調節，其他工況則采用發電機組調節母線電壓。

3 整車能量協同控制

整車的協同控制系統由車輛驅動力控制系統與能量管理系統組成。其中，驅動力控制系統實現整車動力系統控制、穩定性控制、電子差速控制，能量管理系統實現發電機組控制、鋰電池放電控制、電池與超級電容能量轉換控制、超級電容充放電控制。中型車的驅動力控制系統可參考文獻[13-15]，本文主要介紹能量管理系統。

能量管理系統根據車輛實際運行狀態及需求合理確定發電機組、鋰電池和超級電容三者之間的能量供應量，從而保證整車的動力性、經濟性，并符合特定工況要求。根據驅動控制方案，油門踏板開度對應于輪邊電動機確定的整車需求功率，而發電機組、電池、超級電容三者的輸出功率經過發電機、整流器、DC/DC、逆變器傳遞給驅動電動機的過程會產生一定的能量損失，損失大小取決于各部分的傳遞效率。假設平均傳遞效率為ηav，則目標需求功率Pneed為

Pneed=Pvout/ηav

(1)

將Pneed作為發電機組和鋰電池的目標跟隨功率。考慮到目標需求功率不完全等于實際需求功率，需對能量源的輸出功率進行實時調整。本文采用的整體能量供給方案如下：整車需求功率優先由發電機組提供(純電驅動工況除外)，若需求功率在發電機組輸出能力范圍內，則發電機組除目標需求功率外，還需提供保持直流母線電壓穩定的動態調節量ΔPEU；若需求功率超過發電機組最大輸出能力PEmax，則不足部分由電池組提供(不超過電池組最大功率PBmax)；超級電容以母線電壓穩定為目標，通過動態調節量ΔPSU，起到削峰填谷的作用。整車提供的總功率Psum為

(2)

式中PBout為電池輸出功率，PBout= min(Pneed-PEmax,PBmax)。

能量管理系統根據檢測的各項參數確定車輛的行駛狀態和制動狀態，并結合相關參數得出發電機組的發電功率和各充放電控制器的充放電功率。能量管理系統結構如圖7所示。

圖7 能量管理系統結構Fig.7 The structure of energy management system

車輛狀態與能量協調控制所需的相關參數可通過CAN總線獲得。根據油門踏板開度確定車輛狀態，油門踏板開度p大于0表示驅動行駛狀態，小于0表示制動踏板行程對應的制動狀態。車輛的驅動方式包括發電機組單獨供電驅動、混合能量源供電驅動和純電驅動3種。當駕駛員確定車輛需要保持靜默行駛狀態時，通過按鈕給出命令，使車輛處于純電驅動狀態。若無靜默行駛命令，則需通過當前車速、油門踏板開度和母線電壓等情況判斷當前車輛的功率需求及鋰電池和超級電容的電荷剩余量。若油門接近全開或油門踩下的速度較快(急加速)，或者整車需求功率超出發電機組的最大輸出能量且電池和超級電容的剩余電量充足，則控制車輛處于混合能量源供電驅動狀態。需求功率波動較為平穩時，可控制車輛處于發電機組單獨供電狀態。車輛的制動狀態分為緊急制動和常規制動2種，具體需要根據制動踏板開度和速度、制動力矩大小等參數確定。

發電機組的參考功率確定方法如下：發電機組單獨供電且不需要對整車穩定性進行控制時，以控制直流母線電壓恒定為目標，動態調節發電機組的功率。若車輛處于混合能量源供電驅動或需要對整車穩定性進行控制，說明此時整車需求功率超過發電機組的最大輸出能力或發電機組的調壓能力不足，則發電機組參考功率取其最大輸出功率和整車需求功率中的較小值。緊急制動或純電驅動工況時，發動機關閉，輸出功率為0。常規普通制動時，為避免發動機反復啟停，發動機處于怠速狀態。在車輛行駛過程中，若發現電池組剩余電量BSOC和超級電容剩余電量SSOC過低(初定BSOC< 5%，SSOC< 25%)，為保證后續工況中可能的大功率需求或靜默行駛狀態，將發電機組的參考功率值提高一定比例，多余電量用于向超級電容充電，超級電容電量達到一定值后將部分電量轉充至電池組。

鋰電池用于在純電驅動或混合能量源供電驅動工況時為直流母線供電，放電功率由整車需求電功率與發電機組參考功率之差確定，最小值為0，最大功率不超過鋰電池的最大輸出能力。鋰電池與超級電容之間的充放電功率需根據二者之間的剩余電量確定，當超級電容剩余電量較高(初定SSOC≥85%)、鋰電池剩余電量過低(初定BSOC<5%)時，由超級電容向鋰電池充電，充電功率為鋰電池的最大充電功率與鋰電池向直流母線放電功率之和。當鋰電池剩余電量較高(初定BSOC≥10%)、超級電容剩余電量過低(初定SSOC<15%)時，由鋰電池向超級電容充電，此時的充電功率受限于鋰電池的最大放電功率，為鋰電池的最大充電功率與鋰電池向直流母線放電功率之差。

超級電容對直流母線電壓的控制分為2種情況：當出現混合能量源供電驅動、純電驅動、車輛處于制動狀態或需要橫擺力矩控制等容易引起直流母線電壓過高的情況時，需要通過超級電容控制直流母線電壓。當處于發電機組單獨供電驅動狀態時，則由發電機組單獨供電，進行直流母線電壓控制。

4 典型工況仿真測試

為驗證本文提出的能量協同控制策略，在Adams/View環境中建立32個自由度的整車動力學模型，并在Matlab/Simulink環境中搭建混合動力礦用卡車的電傳動系統及控制器模塊，如圖8所示。仿真時，由Simulink輸入至Adams中的變量為各輪的驅動/制動力矩和方向盤轉角，由Adams輸出至Simulink中的變量包括車體側向速度、縱向車速、車體橫擺角速度、各輪滑轉率等。發動機、超級電容、電池組的最大輸出功率分別為625，1 000，400 kW。根據選型匹配計算結果，整個電氣系統的體積和質量均滿足裝車要求。

圖8 混合動力礦用卡車仿真模型Fig.8 Simulation model of hybrid power mine-used truck

仿真時應盡量考慮車輛可能的所有行駛工況，以充分驗證控制效果。本文分別對低附著系數路面低速大角度轉向、高附著系數路面高速小角度轉向這2種特殊綜合工況進行仿真，這2種綜合工況覆蓋了在不同附著特性路況、起步加速、直線行駛、低速大角度轉向、高速行駛轉向、緊急制動、緩行制動等工況。

4.1 低附著系數路面低速大角度轉向

仿真過程：在附著系數為0.2的路面上，起步急加速至20 km/h并保持直行，4 s時大角度轉向30°，8 s時恢復直行，10 s時緩行制動至速度為10 km/h，13 s時加速至20 km/h，15 s時緊急制動，18 s時結束。低速下的車速+內側前輪轉角+油門踏板開度仿真結果如圖9所示。在該行駛工況下，在0～2.8起步階段和13～14.3 s急加速階段，油門踏板開度為100%(p=1)；當車速達到目標值20 km/h后，油門踏板開度迅速減小并基本保持不變，此時動力輸出用于克服行駛阻力；4～10 s階段的油門踏板開度變化是由于轉向過程中的行駛阻力發生變化，為保證車速恒定而進行的油門踏板開度調節；10～12 s為緩行制動階段，15 s后緊急制動對應的制動踏板開度為100%(p=-1)。

圖9 車速+內側前輪轉角+油門/制動踏板開度(低速)Fig.9 Vehicle speed + inner front wheel angle + accelerator and brake pedal opening (low speed)

低速下發電機組、電池組和超級電容的輸出功率及直流母線電壓如圖10所示。在起步加速階段，發電機組輸出功率隨著需求功率的增加而增加，但最大不超過625 kW(發動機的最大輸出功率)。此后，隨著油門/制動踏板開度的變化，發動機輸出功率相應調整。在車速穩定的行駛狀態，發動機的輸出功率在250 kW左右。緩行制動時，發動機輸出功率僅能維持最低轉速運轉。緊急制動時，發動機關閉，輸出功率為0。鋰電池只在車輛2次急加速時放電，而在初始起步時刻并未輸出功率。這是由于電池主要用于靜默行駛，為保證靜默行駛的里程，非純電驅動工況下盡量避免使用，只有在發電機組功率無法滿足需求時電池才開始向直流母線供電，但最大功率不超過400 kW(鋰電池組的最大放電功率)。超級電容在車輛急加速階段提供了較大的放電功率(<1 000 kW)，而在制動時負責能量回收，將多余電量用于向超級電容充電；在轉向過程中，發電機組的輸出功率接近最大輸出能力時，超級電容提供部分功率，以保證直流母線電壓恒定。在8～10 s有較大的功率消耗，這是因為轉向時車輛的行駛阻力加大，且在這段時間內進行了橫擺力矩控制。

圖10 能量源的輸出功率及直流母線電壓(低速)Fig.10 The output power of energy source and the DC bus voltage (low speed)

從直流母線電壓變化曲線可知，在整個車輛行駛過程中，母線電壓保持在890 V附近，而在油門/制動踏板開度突變時，直流母線電壓的最大波動值為32 V。這是因為整車需求功率發生突變，而能量源的充放電存在延遲。之后超級電容迅速對母線電壓進行調節，使其很快恢復到穩定值。

與電池組和超級電容的輸出功率相對應的剩余電量、電流和電壓變化曲線如圖11所示。

(a) 剩余電量

(b) 電流

(c) 電壓

電池組和超級電容的初始電荷剩余量均設為80%。在車輛加速過程中，二者的電荷剩余量均有一定程度的下降；車輛穩定直線行駛時，二者均不供電；在緩行制動和緊急制動時，電池組的電量不變，超級電容經充電后電量增加。

將發電機組、鋰電池以及超級電容三者輸出的電功率之和定義為能量源的輸出總功率，將驅動電動機從直流母線上消耗的總功率與能量源的輸出總功率之比作為整車電傳動系統的效率，其變化曲線如圖12所示。車輛起步、加速過程中的效率在80%左右，轉向時的效率在70%左右，其他時間段的效率整體都在85%以上。在4～10 s轉向期間，效率較低，這是因為在低附著系數路面轉向時，車輛容易失去穩定性，即使在轉向完成并恢復直行后，仍需一段時間進行整車穩定性控制，各輪驅動力矩的調整導致整車效率低下。

圖12 混合動力礦用卡車電傳動系統的效率(低速)Fig.12 The efficiency of the electric driving system of hybrid mine-used truck (low speed)

4.2 高附著系數路面高速小角度轉向

仿真過程：在附著系數為0.8的路面上，起步急加速至60 km/h，并保持直線行駛；22 s時正弦輸入，開始轉向行駛，最大轉角為8°；30 s時恢復直行，35 s時緊急制動，38 s時結束。高速下的車速+內側前輪轉角+油門踏板開度仿真結果如圖13所示。

圖13 車速+內側前輪轉角+油門/制動踏板開度(高速)Fig.13 Vehicle speed + inner front wheel angle + accelerator and brake pedal opening (high speed)

轉向過程中車速有一定程度降低，主要是因為轉向時行駛阻力增加且高速轉向時需進行整車穩定性控制。在持續急加速階段，油門踏板開度處于100%(p=1)；保持恒定高速行駛時的油門踏板開度接近50%；為保證車速恒定，轉向過程中油門逐漸增大至全開，以增加輸出功率；緊急制動時的制動踏板開度為100%(p=-1)。

發電機組、鋰電池、超級電容的輸出功率如圖14所示。車輛在加速行駛、轉向穩定性控制及高速行駛階段，僅通過發動機難以滿足整車功率需求，因此，由發電機組、鋰電池、超級電容三者共同供電，并由超級電容負責調節直流母線電壓。在17 s之前及29～35 s加速階段，發電機組和電池組以最大輸出功率工作，剩余功率需求部分由超級電容進行補充。在2～17 s階段，總輸出功率下降，這反映了電動機最大輸出能力確定的需求功率的變化：達到額定轉速后，電動機輸出功率隨轉速的增加而逐漸降低。在勻速行駛及部分轉向階段，發電機組以最大功率運行，電池組輸出部分功率，超級電容進行動態調節。在27～29 s階段，輸出總功率與消耗總功率均降低直至變為負值，這是因為在高速轉向時，為保證車輛行駛安全，整車穩定性控制器需根據失穩程度對各輪進行短時制動。緊急制動時，發動機關閉，能量回收的最大功率取決于電動機反拖制動發電的最大功率，制動力不足部分由機械制動器提供。

圖14 能量源的輸出功率及直流母線電壓(高速)Fig.14 The output power of energy source and the DC bus voltage (high speed)

加速和勻速行駛時的直流母線電壓能夠保持在穩定值附近；在轉向穩定性控制階段，因為各輪驅動力反復調節，需求功率波動較大，所以母線電壓有較小的波動，但幅值很?。辉?5 s時，車輛由高速行駛急加速瞬間轉為緊急制動，同時母線電壓接近950 V，但迅速恢復正常，這種極端工況在實際車輛行駛過程中通常不會發生。

與輸出功率相對應的電池組和超級電容電荷狀態變化曲線如圖15所示。除制動工況外，電池組和超級電容全程參與了放電，制動時超級電容進行能量回收，母線上的多余電量用于向超級電容充電。

高速下整車電傳動系統的效率曲線如圖16所示。在車輛加速過程中，整體效率均在80%以上，轉向行駛過程中的效率較低，為實現車輛穩定性控制而進行的車輪制動使效率更低。

(a) 剩余電量

(b) 電流

(c) 電壓

圖16 混合動力礦用卡車電傳動系統的效率(高速)Fig.16 The efficiency of the electric driving system of hybrid mine truck (high speed)

需要說明的是，為展示制動時可用于回收的功率數值，本文在仿真時未對超級電容的最大充電功率進行限制。因此，圖10和圖15中的超級電容充電量表示制動時可用于回收的最大功率。在實際應用時可根據超級電容所允許的極限值進行控制，多余電量可由制動電阻柜進行消耗，以保證直流母線電壓的穩定。

5 結論

(1) 能量協同控制策略保證了車輛具有充足的行駛動力，使發電機組和鋰電池以相對平穩的功率對外輸出，避免了發動機在功率波動時效率降低的問題，使電傳動系統獲得較高的傳動效率。

(2) 在母線電壓控制或能量回收過程中，通過改進復合電源結構，使超級電容起到緩沖作用，有助于減少鋰電池反復充放電次數，延長電池組的使用壽命。

(3) 綜合式直流母線電壓調節方法保證了在大功率波動時直流母線電壓的穩定，提高了電傳動系統的可靠性。