基于擴(kuò)張觀測器的HMCVT換段離合器油壓跟蹤控制

陸 凱 王 琳 魯植雄 周華棟 錢 進(jìn) 趙一榮

(1.南京農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院，南京 210031；2.拖拉機(jī)動力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實驗室，洛陽 471039)

0 引言

液壓機(jī)械無級變速器(Hydraulic mechanical continuously variable transmission, HMCVT)結(jié)合了機(jī)械傳動的高效和液壓傳動的平穩(wěn)等優(yōu)點(diǎn)，能夠?qū)崿F(xiàn)高效率、大功率的無級傳動[1]，逐漸成為農(nóng)業(yè)機(jī)械和工程車輛自動變速器的發(fā)展趨勢。HMCVT通過控制濕式離合器實現(xiàn)段位切換，換段過程中離合器油壓能否滿足既定要求會影響摩擦副滑摩狀態(tài)，進(jìn)而影響換段品質(zhì)[2-6]。

換段離合器液壓控制系統(tǒng)作為機(jī)、電、液一體化的復(fù)雜非線性系統(tǒng)，具有未知干擾大、參數(shù)時變、非線性強(qiáng)等特點(diǎn)，因此換段離合器的油壓跟蹤控制仍是當(dāng)前研究的熱點(diǎn)和難點(diǎn)。目前，對換段離合器油壓跟蹤控制的研究主要集中在數(shù)學(xué)模型優(yōu)化和控制方法改進(jìn)兩方面。JIAN等[7]使用粒子群算法對壓力控制閥數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了優(yōu)化，提高了離合器油壓的穩(wěn)定性。OUYANG等[8]提出了一種預(yù)測濕式離合器響應(yīng)性能的方法，改善了油壓控制效果。MESMER等[9]提出基于高精度模型的前饋控制策略和基于試驗數(shù)據(jù)的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)控制策略，LAUKENMANN等[10]基于線性二次調(diào)節(jié)器設(shè)計了雙自由度油壓跟蹤控制器，實現(xiàn)了離合器油壓的跟蹤控制。但上述研究對模型參數(shù)的精確度要求較高，且對未知干擾的魯棒性較差。為了降低建模不準(zhǔn)確的影響，增強(qiáng)控制系統(tǒng)的抗干擾能力，上官文斌等[11]計算了離合器機(jī)械、液壓系統(tǒng)的傳遞函數(shù)，提出一種位置壓力串級PID控制器，實現(xiàn)了離合器油壓跟蹤控制。傅生輝等[12]基于緊格式動態(tài)線性化提出了一種離合器油壓無模型自適應(yīng)預(yù)測控制算法，通過仿真證明了該算法的魯棒性。PID控制結(jié)構(gòu)簡單，適應(yīng)性強(qiáng)，但參數(shù)整定較為困難且存在超調(diào)和響應(yīng)時間長等問題。無模型自適應(yīng)預(yù)測算法需要在線滾動優(yōu)化和反饋校正，對運(yùn)算速度和控制器響應(yīng)要求較高，且目前僅進(jìn)行了仿真試驗，未有實際控制結(jié)果。

相較于PID控制、自適應(yīng)預(yù)測控制、神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)控制等方法，滑模控制[13-16]對數(shù)學(xué)模型要求不高且具有較好的魯棒性和穩(wěn)定性，更適合于離合器油壓跟蹤控制。秦永峰等[17]提出了一種閥泵聯(lián)合控制方法，并基于滑模控制設(shè)計了油壓控制器，實現(xiàn)了離合器接合過程中油壓的跟蹤控制。李曉祥等[18]基于指數(shù)趨近律設(shè)計了自適應(yīng)滑模控制器，實現(xiàn)了油壓的跟蹤控制，但滑模控制依然存在抖振和對不匹配干擾魯棒性不強(qiáng)等問題。為此，LI等[19]在滑模控制器中加入了擾動觀測器，該方法在一定程度上減弱了不匹配干擾的影響，但仍然存在抖振現(xiàn)象和收斂時間長等問題。

本文以裝備在雷沃阿波斯大功率拖拉機(jī)上的三段式HMCVT換段離合器為研究對象，針對滑模控制中的未知干擾、抖振和收斂時間長等問題，設(shè)計一種基于擴(kuò)張觀測器的全局終端滑模控制器，以期提高HMCVT換段離合器油壓跟蹤控制的抗干擾能力和跟蹤精度，并通過仿真和試驗對控制器的性能進(jìn)行驗證。

1 HMCVT換段原理和動力學(xué)模型

1.1 HMCVT換段原理

三段式HMCVT傳動原理如圖1所示。發(fā)動機(jī)動力經(jīng)PTO軸進(jìn)入行星排，同時由傳動比為i1的定軸輪系分流進(jìn)入液壓調(diào)速機(jī)構(gòu)(包括變量泵和定量馬達(dá))，再經(jīng)傳動比為i2的齒輪進(jìn)入行星匯流機(jī)構(gòu)(包括P1、P2和P3行星排)，然后經(jīng)過換段離合器(包括C1、C2和C3換段離合器)和換向離合器(包括CV前進(jìn)離合器和CR后退離合器)實現(xiàn)動力輸出，最終實現(xiàn)3個段位的無級變速。HMCVT通過調(diào)節(jié)排量比實現(xiàn)相鄰兩段的傳動比連續(xù)變化，在相鄰兩段傳動比交接點(diǎn)處進(jìn)行換段稱為同步換段。同步換段時控制目標(biāo)段離合器的油壓按照期望油壓變化，可以減小換段沖擊、降低離合器滑摩程度，從而提高換段平順性和離合器壽命。

圖1 HMCVT傳動原理圖

本文以第2段到第3段的同步換段為例，針對換段離合器油壓控制存在的問題，設(shè)計基于擴(kuò)張觀測期的全局終端滑模算法的油壓跟蹤控制器，以期提高離合器的油壓控制精度，改善換段品質(zhì)。第3段換段離合器工作原理如圖2所示。油泵泵出的油液經(jīng)溢流閥后進(jìn)入比例減壓閥。當(dāng)電磁線圈未通電時，比例減壓閥閥芯在回位彈簧的作用下緊靠右端，進(jìn)油口關(guān)閉，離合器油缸中殘余油液通過卸油口流回油箱，離合器分離。電磁線圈通電時，電磁力推動比例減壓閥芯左移，卸油口逐漸關(guān)閉，進(jìn)油口開啟，油液經(jīng)油管進(jìn)入離合器油缸，推動離合器活塞移動，離合器逐漸接合。

圖2 HMCVT換段離合器工作原理圖

1.2 換段離合器動力學(xué)模型

1.2.1比例減壓閥動力學(xué)模型

(1)主閥芯受力平衡方程

比例減壓閥的電磁線圈通電時，減壓閥閥芯受到慣性力、阻尼力、彈簧力、電磁力、減壓腔動壓力等作用力，將閥參數(shù)攝動、油壓攝動以及其它未建模參數(shù)引起的閥芯受力等效為未知擾動力，閥芯力平衡方程為

(1)

其中

(2)

式中mv——閥芯質(zhì)量，kg

xv——閥芯位移，m

cv——閥芯運(yùn)動阻尼系數(shù)，N·s/m

Fs——閥彈簧力，N

kv——閥彈簧剛度，N/m

xv0——閥芯初始位置彈簧壓縮量，m

FΔA——減壓腔靜壓力，N

Fd——未知擾動力，N

pc——減壓腔油壓，Pa

Fmag——電磁力，N

Ki——電磁力增益系數(shù)，N/V

U(t)——控制電壓，V

A1——減壓腔左端面積，m2

A2——減壓腔右端面積，m2

(2)比例減壓閥壓力-流量方程

進(jìn)入比例減壓閥的油流量為

(3)

式中Qin——進(jìn)入閥的油流量，m3/s

cd——閥流量系數(shù)

dv——進(jìn)油口面積梯度，m

h——閥芯至開啟位置的距離，m

ps——系統(tǒng)供油壓力，Pa

ρ——液壓油密度，kg/m3

xvmax——閥芯最大位移，m

(3)比例減壓閥流量連續(xù)性方程

忽略比例減壓閥配合間隙和接口處的泄漏，進(jìn)入比例減壓閥的油液補(bǔ)償完壓縮量后全部進(jìn)入離合器油缸，則

(4)

式中Qcl——離合器油缸流量，m3/s

Vv0——比例減壓閥減壓腔體積，m3

E——油液體積彈性模量，Pa

1.2.2濕式離合器動力學(xué)模型

忽略液壓油在油道內(nèi)的阻力，離合器活塞的力平衡方程為

pclAcl-Fseal+Fw-Fcl

(5)

其中

(6)

式中m——活塞質(zhì)量，kg

cp——粘度阻力系數(shù)，N·s/m

kp——回位彈簧剛度，N/m

xp——活塞位移，m

xp0——離合器彈簧初始壓縮量，m

Acl——活塞面積，m2

Fseal——活塞密封圈阻力，N

Fw——液壓油離心力，N

Fcl——摩擦副受到的正壓力，N

μs——密封圈摩擦因數(shù)

b——密封圈寬度，m

r1——活塞外半徑，m

r2——活塞內(nèi)半徑，m

R1——摩擦片外半徑，m

R2——摩擦片內(nèi)半徑，m

pcl——離合器油缸油壓，Pa

ω——離合器旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s

Tcl——離合器扭矩，N·m

z——摩擦副數(shù)量

μf——摩擦因數(shù)

忽略離合器活塞密封圈和旋轉(zhuǎn)管接頭的泄漏，進(jìn)入離合器的流量連續(xù)方程為

(7)

其中

V0=Vc0+Vv0

(8)

式中V0——減壓腔與油缸初始體積和，m3

Vc0——離合器油缸初始體積，m3

2 基于擴(kuò)張觀測器的換段離合器油壓全局終端滑模控制器設(shè)計

2.1 濕式離合器油壓控制系統(tǒng)狀態(tài)方程

對油壓進(jìn)行控制的目的在于使離合器傳遞的扭矩能夠滿足既定要求，而離合器接合過程中的扭矩傳遞是在建壓階段，因此本文針對建壓階段設(shè)計基于干擾觀測器的全局終端滑模控制器跟蹤控制離合器油壓。忽略減壓閥動態(tài)特性和時間常數(shù)[20]，可將減壓閥閥芯運(yùn)動過程看作是恒速的，由式(1)得簡化后的減壓閥閥芯運(yùn)動方程為

(9)

建壓階段，減壓閥減壓腔油壓與離合器油缸油壓相同，即pc=pcl。活塞達(dá)到最大位移xpmax，運(yùn)動速度為零。由式(1)～(9)可得油壓變化率與控制電壓輸入的關(guān)系為

(10)

(11)

其中

d1、d2為未知干擾，具有連續(xù)可導(dǎo)性，且有|d1|≤D1、|d2|≤D2，D1、D2為大于零的正實數(shù)。

2.2 擴(kuò)張干擾觀測器設(shè)計

根據(jù)干擾項是否在控制信道內(nèi)將其分為匹配和不匹配干擾，因此在控制信道內(nèi)的未知干擾d2為匹配干擾，不在控制信道內(nèi)的未知干擾d1為不匹配干擾。終端滑模控制(Terminal sliding mode control, TSMC)對控制信道內(nèi)的匹配干擾具有完全的魯棒性，而對于不匹配干擾魯棒性較弱。因此針對不匹配干擾d1設(shè)計二階擴(kuò)張干擾觀測器[21]

(12)

2.3 全局終端滑模換段離合器油壓控制器設(shè)計

傳統(tǒng)終端滑模控制將非線性函數(shù)引入滑模面中，因而不含切換項，可以有效抑制抖振。一種TSMC滑動模態(tài)表達(dá)式為

(13)

式中s(x)——滑模面

β——非線性參數(shù)

p、q——正奇數(shù)，p>q

非線性函數(shù)可以有效增加系統(tǒng)向平衡態(tài)(x=0)收斂的速度，并且越遠(yuǎn)離平衡態(tài)，收斂速度越快。但當(dāng)系統(tǒng)狀態(tài)接近平衡態(tài)時，非線性滑模面比線性滑模面(p=q)需要更長的收斂時間。因此，全局終端滑模控制算法是在TSMC中引入線性項，使系統(tǒng)在遠(yuǎn)離平衡態(tài)時按照指數(shù)規(guī)律快速收斂到平衡態(tài)附近，接近平衡態(tài)時以線性規(guī)律收斂，其滑動模態(tài)為

(14)

式中α——線性參數(shù)

針對濕式離合器油壓跟蹤控制，定義濕式離合器油壓積分曲線跟蹤誤差為s0，引入擴(kuò)張觀測器后，離合器油壓系統(tǒng)滑動模態(tài)的遞歸結(jié)構(gòu)可寫為

(15)

式中xd——期望油壓的積分值

s1——滑動模態(tài)函數(shù)

對s1求導(dǎo)，得

(16)

由式(12)可得

(17)

設(shè)計趨近律為

(18)

將式(17)、(18)代入式(16)得控制規(guī)律U(t)為

(19)

為了保證控制器的收斂性和魯棒性，定義Lyapunov函數(shù)為

(20)

根據(jù)Lyapunov穩(wěn)定性理論，由式(20)可知，本文所設(shè)計的濕式離合器油壓跟蹤控制器對匹配干擾具有魯棒性，整個控制系統(tǒng)漸進(jìn)穩(wěn)定。

3 換段離合器油壓跟蹤控制仿真與試驗

3.1 油壓跟蹤控制仿真分析

基于Matlab/Simulink建立了離合器液壓系統(tǒng)、全局終端滑模控制器、擴(kuò)張觀測器模型，通過仿真驗證全局終端滑模控制算法的有效性和穩(wěn)定性，控制系統(tǒng)原理如圖3所示。

圖3 換段離合器油壓跟蹤控制系統(tǒng)原理圖

擴(kuò)張觀測器和滑模控制器參數(shù)取值為：α0=5 000，β0=1，p0=11，q0=7，α1=60，β1=5，p1=11，q1=7，b1=2 000，b2=400。HMCVT換段離合器油壓控制系統(tǒng)的參數(shù)見表1。

表1 換段離合器油壓控制系統(tǒng)參數(shù)

為驗證全局終端滑模控制的控制效果，首先在無干擾條件下，分別使用全局終端滑模控制和TSMC對期望油壓進(jìn)行跟蹤控制，結(jié)果如圖4所示。

圖4 無干擾離合器油壓跟蹤控制結(jié)果

從圖4a可得，兩種方法都能實現(xiàn)離合器油壓的跟蹤控制，但全局終端滑模控制的響應(yīng)時間較TSMC快0.07 s。從圖4b可得，兩種方法的最大跟蹤誤差都發(fā)生在1.2 s處，最大瞬態(tài)跟蹤誤差為0.042 MPa。這是因為在1.2 s時期望油壓發(fā)生階躍上升達(dá)到系統(tǒng)油壓，由于系統(tǒng)慣性的影響使兩種方法產(chǎn)生了較大瞬時誤差。而在0.08～1.2 s時間內(nèi)，全局終端滑模控制的最大跟蹤誤差為期望油壓的0.17%，TSMC的最大跟蹤誤差為期望油壓的0.87%。因此，本文所提全局終端滑模控制與TSMC相比，在響應(yīng)時間和跟蹤精度上具有優(yōu)越性。

然后為驗證擴(kuò)張觀測器對不匹配干擾的估計效果，在離合器油壓控制系統(tǒng)中引入隨機(jī)不匹配干擾，擴(kuò)張觀測器對干擾的估計結(jié)果如圖5所示。

圖5 擴(kuò)張觀測器對不匹配干擾的估計結(jié)果

從圖5看出，觀測器最大瞬態(tài)誤差為0.036 MPa，最大穩(wěn)態(tài)誤差為0.002 MPa，擴(kuò)張觀測器輸出的估計干擾值與施加干擾值基本吻合。因此，將擴(kuò)張觀測器的估計值補(bǔ)償?shù)娇刂破髦心軌蛱岣呖刂破骶取Ｔ诳刂破髦屑尤霐U(kuò)張觀測器后的控制結(jié)果如圖6所示。

圖6 有干擾換段離合器油壓跟蹤控制結(jié)果

由圖6可知，無擴(kuò)張觀測器的油壓跟蹤效果受不匹配干擾影響較大，在系統(tǒng)響應(yīng)初期存在6.5%的超調(diào)量，且整個油壓跟蹤過程出現(xiàn)明顯抖振。加入擴(kuò)張觀測器后的全局終端滑模控制油壓跟蹤控制系統(tǒng)響應(yīng)初期的超調(diào)量3.6%，跟蹤過程無明顯抖振。因此，在控制器中加入擴(kuò)張觀測器能夠有效補(bǔ)償不匹配干擾造成的控制誤差，提高控制精度。

3.2 換段離合器油壓跟蹤控制試驗分析

3.2.1試驗臺架

為了驗證本文所設(shè)計油壓跟蹤控制器的實際可行性，搭建了HMCVT換段離合器油壓控制試驗臺架，如圖7所示。試驗臺架由一臺變頻電機(jī)驅(qū)動，型號YXVE315L2-4，額定扭矩1 286 N·m，調(diào)速范圍0～1 450 r/min。通過德力西變頻器調(diào)整電機(jī)輸出功率。蘭菱機(jī)電ZJ-A型轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器轉(zhuǎn)速量程0～3 000 r/min，轉(zhuǎn)矩量程0～2 000 N·m。轉(zhuǎn)動慣量盤等效轉(zhuǎn)動慣量為1.96 kg·m2。加載裝置為蘭菱機(jī)電電渦流制動器，型號CWC2000，集成了轉(zhuǎn)速傳感器和轉(zhuǎn)矩傳感器。油壓傳感器為建勝油壓變送器，型號JPL131，量程0～10 MPa。濕式離合器箱包含濕式離合器及其傳動齒輪，齒輪減速比為1.29。測控計算機(jī)包括上位機(jī)和數(shù)據(jù)采集設(shè)備，其中控制器程序使用LabView編寫，數(shù)據(jù)采集設(shè)備為NI公司的USB-6535。比例減壓閥為上海立新公司的電磁比例減壓閥。

圖7 HMCVT換段離合器油壓控制試驗臺

3.2.2油壓跟蹤試驗

以拖拉機(jī)使用五鏵犁進(jìn)行淺耕作業(yè)為例，分別在耕深為8、13、18 cm共3種工況下進(jìn)行油壓跟蹤試驗。淺耕時，忽略加速阻力、坡度阻力和空氣阻力，拖拉機(jī)主要受到犁耕阻力和滾動阻力。其中犁耕阻力的計算公式為

Fq=nBhhdw

(21)

式中Fq——犁耕阻力，N

n——鏵犁數(shù)量

B——土壤耕阻比，N/cm2

hh——耕深，cm

dw——耕作寬度，cm

滾動阻力計算公式為

Ff=fMg

(22)

式中Ff——滾動阻力，N

f——滾動阻力系數(shù)

M——拖拉機(jī)質(zhì)量，kg

g——重力加速度，m/s2

根據(jù)動力傳遞路線，離合器負(fù)載扭矩與拖拉機(jī)阻力的關(guān)系為

(23)

式中rt——驅(qū)動輪半徑，m

iw——輪邊減速器減速比

i0——主減速器減速比

i8——輸出軸傳動比

雷沃阿波斯大功率拖拉機(jī)主要技術(shù)參數(shù)和土壤參數(shù)如表2所示。

將表2中數(shù)據(jù)代入式(21)～(23)可得3種耕深工況下的離合器負(fù)載分別為600、800、1 000 N·m，對應(yīng)的期望油壓曲線如圖8所示。

圖8 不同負(fù)載下?lián)Q段離合器的期望油壓變化曲線

表2 拖拉機(jī)主要技術(shù)參數(shù)和土壤參數(shù)

試驗時控制器參數(shù)與仿真參數(shù)設(shè)置相同，分別使用本文控制算法與TSMC對3種工況下的油壓進(jìn)行跟蹤對比試驗，油壓跟蹤結(jié)果和控制器電壓輸出如圖9、10所示。

圖9 3種工況下?lián)Q段離合器油壓跟蹤控制試驗結(jié)果

圖10 換段離合器控制器輸出電壓變化曲線

比較油壓跟蹤結(jié)果和控制器輸出電壓可知，本文算法和TSMC在油壓響應(yīng)初期均存在一定的時延，這是受控制器數(shù)據(jù)傳輸速度限制和液壓系統(tǒng)慣性的影響，但本文算法油壓響應(yīng)時延為0.03 s，較TSMC快0.02 s，具有更好的系統(tǒng)適應(yīng)性。在跟蹤油壓過程中，TSMC在負(fù)載600 N·m下存在 0.24 MPa的超調(diào)量，而本文算法最大超調(diào)量產(chǎn)生在負(fù)載 800 N·m條件下，僅為0.08 MPa。另外，本文算法的最大油壓上升穩(wěn)定時間(偏離目標(biāo)值±2%范圍)為0.13 s，較TSMC快0.24 s。說明本文算法的系統(tǒng)適應(yīng)性和動態(tài)響應(yīng)較TSMC好。

另外，從控制器電壓輸出結(jié)果可知，TSMC的電壓輸出產(chǎn)生了較為明顯的抖振，本文算法則無明顯抖振，說明本文算法對于不匹配干擾的抑制能力較強(qiáng)，與仿真結(jié)果一致。根據(jù)油壓跟蹤結(jié)果，抖振的產(chǎn)生使TSMC在油壓階躍階段(11.7～12 s)的響應(yīng)時間產(chǎn)生了一定滯后并存在一定的超調(diào)量，這一現(xiàn)象在負(fù)載800、1 000 N·m條件下尤為明顯，但由于負(fù)載的增加使階躍量減小，同時使TSMC的超調(diào)量也隨之減小，而本文算法在此階段無明顯抖振和超調(diào)。綜上所述，本文算法與TSMC相比具有更好的系統(tǒng)適應(yīng)性和魯棒性。

3.2.3淺耕作業(yè)換段試驗

為了進(jìn)一步驗證本文算法的優(yōu)越性，通過臺架模擬HMCVT第2段到第3段的同步換段過程。以沖擊度和滑摩功作為評價離合器接合品質(zhì)的評價指標(biāo)，分析離合器換段平順性。

設(shè)置離合器主動端轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，在離合器從動端分別施加負(fù)載600、800、1 000 N·m，然后在第30秒時分離第2段離合器，同時分別使用本文算法和TSMC控制第3段離合器按照期望油壓接合。換段試驗的沖擊度和滑摩功如圖11、12所示。

圖11 不同條件下的沖擊度對比

由圖11可知，在負(fù)載600 N·m下本文算法的最大沖擊度為-34.5 m/s3，較TSMC最大沖擊度減小11.3%。隨著負(fù)載的增大，兩種算法的沖擊度均在一定程度上降低，但本文算法在負(fù)載800、1 000 N·m下的最大沖擊度仍比TSMC降低8.4%和12.7%，說明在不同的負(fù)載條件下，本文算法仍然具有較好的控制效果。

由圖12可知，相同負(fù)載下本文算法和TSMC的滑摩時間基本相同，隨著負(fù)載的增加滑摩時間也增加，滑摩功隨之增加。在負(fù)載600、800、1 000 N·m下本文算法的滑摩功為1.26、2.98、8.46 kJ，較TSMC分別減少6.0%、10.2%和1.3%。由于負(fù)載1 000 N·m下的滑摩功主要由受滑摩時間和主從動角速度差的影響，離合器扭矩的偏差對滑摩功影響不明顯，因此在該負(fù)載下本文算法與TSMC算法滑摩功差別不大。總體來說，本文算法的HMCVT換段沖擊度和滑摩功均小于TSMC，本文算法在HMCVT換段品質(zhì)方面更具優(yōu)越性。

圖12 不同條件下的換段離合器滑摩功對比

4 結(jié)論

(1)針對HMCVT換段離合器油壓控制系統(tǒng)特點(diǎn)，提出了一種帶有擴(kuò)張觀測器的全局終端滑模控制算法。通過在TSMC中引入線性項提高滑模控制的收斂速度，通過設(shè)計擴(kuò)張觀測器抑制不匹配干擾造成的抖振，提高了控制器的響應(yīng)特性和穩(wěn)定性。

(2)基于Matlab/Simulink進(jìn)行了控制器仿真，結(jié)果表明TSMC引入線性項后控制器的響應(yīng)時間縮短0.07 s。擴(kuò)張觀測器的最大穩(wěn)態(tài)誤差僅為0.02 MPa，能夠?qū)崿F(xiàn)不匹配干擾的有效估計。將擴(kuò)張觀測器估計值補(bǔ)償?shù)娇刂破髦心軌蛴行Ы档投墩窈拖到y(tǒng)超調(diào)量。

(3)在負(fù)載600、800、1 000 N·m下，分別使用本文算法和TSMC進(jìn)行的油壓跟蹤控制試驗和離合器接合品質(zhì)試驗結(jié)果表明，本文算法無明顯抖振，動態(tài)響應(yīng)時間僅為0.13 s，油壓超調(diào)量僅為0.08 MPa，換段沖擊度最大降低12.7%，滑摩功最多減少10.2%。說明本文所提算法具有較好的魯棒性，能夠為HMCVT換段離合器油壓跟蹤控制提供參考。