基于路面激勵自適應(yīng)的液電饋能懸架動力學(xué)性能協(xié)調(diào)控制

汪若塵，丁彥姝，孫 東，丁仁凱，孟祥鵬

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基于路面激勵自適應(yīng)的液電饋能懸架動力學(xué)性能協(xié)調(diào)控制

汪若塵，丁彥姝，孫 東，丁仁凱，孟祥鵬

（江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212013）

針對液電式饋能懸架在被動模式下無法實現(xiàn)車輛全局工況最優(yōu)，該文以路面激勵頻率作為切換閾值，設(shè)計了一種具有舒適、運動和綜合3種模式的液電式饋能懸架，在改善車輛乘坐舒適性及操縱穩(wěn)定性的同時回饋振動能量。提出了將DC-DC變換器引入懸架饋能電路中，通過實時調(diào)節(jié)DC-DC變換器中MOS管開關(guān)信號占空比以改變液電式饋能減振器阻尼力，并制定了天棚-地棚控制結(jié)合模糊PID控制的雙環(huán)半主動控制方案。仿真結(jié)果表明，引入路面頻率自適應(yīng)的液電式饋能懸架相比單一天棚-地棚控制懸架在車身共振區(qū)的車身加速度幅值減小22.92%，在車輪共振區(qū)的輪胎動載荷幅值減小24.27%，并回收66.70 W振動能量，實現(xiàn)了懸架動力學(xué)性能和饋能特性的協(xié)調(diào)控制。臺架試驗結(jié)果表明，各時段內(nèi)車身加速度試驗與仿真結(jié)果峰峰值的相對誤差分別為1.36%、15.72%、4.86%和13.6%，輪胎動載荷的相對誤差分別為9.34%、13.62%、7.82%和15.47%；各頻段內(nèi)車身加速度試驗與仿真結(jié)果峰值的相對誤差分別為7.55%、10.18%、10.56%、和6.35%，輪胎動載荷的相對誤差分別為9.64%、11.72%、10.39%和11.27%。時域和頻域的相對誤差均在16%之內(nèi)，驗證了仿真結(jié)果的正確性和系統(tǒng)的可行性。研究結(jié)果可為液電式饋能懸架的產(chǎn)品升級提供參考。

車輛；懸架；控制；液電式饋能；雙環(huán)方案；多模式切換；路面頻率自適應(yīng)

0 引 言

液電饋能懸架相比于被動懸架，不僅能回收利用懸架耗散的能量，實現(xiàn)節(jié)能，還能改善車輛動力學(xué)性能[1-6]。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對液電饋能懸架的改進進行了廣泛研究。Wendel等[7-9]提出一種低頻饋能型主動懸架系統(tǒng)，將減振器中的油液引出以驅(qū)動液壓馬達來回收能量。麻省理工學(xué)院[10]開發(fā)了一款集成式機-電-液饋能式減振器，該機構(gòu)利用液壓能驅(qū)動馬達帶動微型電機發(fā)電。何仁等[11-13]提出一種新型液壓饋能型懸架，該結(jié)構(gòu)將懸架振動過程中油液的壓力能儲存在蓄能器中，實現(xiàn)能量回收。張晗等[14-16]基于一種液電饋能式減振器結(jié)構(gòu)，研究了饋能減振器非線性因素對示功特性的影響。張晗等[17]基于四分之一液電饋能式懸架，設(shè)計了半主動LQG控制器，雖提高了懸架的饋能功率，但犧牲了部分動力學(xué)性能。Nguyen等[18]將路面頻率自適應(yīng)用于磁流變半主動懸架控制中，改善了車輛在全頻域路面上的行駛平順性和操作穩(wěn)定性。

上述分析表明，國內(nèi)外學(xué)者分別針對液電式饋能懸架和基于路面頻率自適應(yīng)的半主動控制做了大量、深入的研究，但鮮有文獻能將兩者結(jié)合，實現(xiàn)懸架系統(tǒng)動力學(xué)性能和饋能特性的協(xié)調(diào)控制。此外，車輛的乘坐舒適性與操作穩(wěn)定性存在相互制約的關(guān)系，二者在懸架單一模式控制下的矛盾問題仍然突出[19-20]。

針對上述問題，本文基于改進的液電饋能懸架，引入路面頻率自適應(yīng)模塊，以路面激勵頻率作為切換閾值，設(shè)計了舒適、運動和綜合3種工作模式，基于饋能電路制定了雙環(huán)半主動控制方案，以實現(xiàn)液電式饋能懸架的動力學(xué)性能和饋能特性的協(xié)調(diào)控制，并進行臺架試驗驗證模型和控制方法的有效性。

1 液電饋能懸架

1.1 懸架結(jié)構(gòu)與工作原理

液電饋能懸架結(jié)構(gòu)如圖1所示，液電饋能減振器取代傳統(tǒng)減振器，為系統(tǒng)提供阻尼力。液電饋能減振器由液壓缸、液壓整流橋、液壓馬達、蓄能器、液壓管路、旋轉(zhuǎn)電機等組成，其中，液壓整流橋由4個單向閥構(gòu)成[21]。饋能電路部分由DC-DC變換器與超級電容組成，直流電機的輸出端與DC-DC變換器相連，具體結(jié)構(gòu)如圖2所示。當(dāng)懸架受到路面沖擊時，液壓缸上下腔之間的油液形成交互、往復(fù)流動的油液驅(qū)動馬達旋轉(zhuǎn)最終帶動電機工作產(chǎn)生電能并儲存起來，從而回收部分懸架振動能量。

1.2 動力學(xué)建模

液電饋能懸架二自由度動力學(xué)模型如圖3所示。

液電饋能式懸架的運動學(xué)微分方程為

路面輸入模型為

式中0為下截止頻率，Hz；()為數(shù)學(xué)期望為0的高斯白噪聲；0為路面不平度系數(shù)，m3；為車速，m/s。

1.液壓缸 2.液壓整流橋 3.蓄能器a 4.液壓馬達 5.旋轉(zhuǎn)電機 6.蓄能器b 7.饋能電路

圖2 饋能電路原理圖

注：mb為簧載質(zhì)量，kg；mw為非簧載質(zhì)量，kg；ks為懸架彈簧剛度，kN·m-1；kt為輪胎剛度，kN·m-1；F為液電饋能減振器阻尼力，N；zb、zw和zr分別為車身垂直位移、車輪垂直位移以及路面輸入位移，m。

Fig3. Two-degree-of-freedom dynamic model of hydraulic electrical energy-regenerative suspension

1.3 液電饋能減振器阻尼力計算

液電饋能減振器的阻尼力包括2部分，即油液流過液壓元件產(chǎn)生的阻力F和發(fā)電機產(chǎn)生的電磁阻尼力F。

若液壓元件產(chǎn)生的等效阻尼為c，則

液壓馬達在油液壓力下工作，輸出轉(zhuǎn)矩以驅(qū)動電機旋轉(zhuǎn)，從而完成系統(tǒng)內(nèi)油液壓力能向機械能的轉(zhuǎn)換。液壓馬達的轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩T可表示為

式中n為液壓馬達轉(zhuǎn)速，r/min；為系統(tǒng)流量，m3/min；q為液壓馬達排量，m3/r；η為容積效率；Δp為油液經(jīng)過馬達產(chǎn)生的壓降，Pa；η為機械效率。此外，發(fā)電機產(chǎn)生的感應(yīng)電動勢與輸入轉(zhuǎn)矩為

因為液壓馬達與發(fā)電機同軸聯(lián)接，故二者轉(zhuǎn)速相同，轉(zhuǎn)矩相等。油液經(jīng)過液壓馬達產(chǎn)生的壓降可表示為

發(fā)電機產(chǎn)生的電磁阻尼力F可表示為馬達壓降與截面積(m2)的乘積。

所以，液電饋能減振器的輸出力為

2 半主動控制方案

液電饋能懸架的半主動控制基于饋能電路實現(xiàn)。饋能電路的DC-DC變換器可工作于Boost（升壓）和Buck（降壓）2種模式[22]。S1恒通，S2斬波時，DC-DC變換器處于Boost模式；S1斬波，S2斷開時，DC-DC變換器處于Buck模式。Boost模式和Buck模式下的等效電路分別如圖4所示。

MOS管1個開關(guān)周期內(nèi)信號的占空比決定了饋能電路電流的大小。升壓模式和降壓模式下電流的穩(wěn)態(tài)值分別如式（10）、式（11）所示。

汽車行駛時的路面激勵頻率一般分布在0～25 Hz之間，在該頻帶范圍內(nèi)，懸架振動存在低頻車身型振動和高頻車輪型振動2種現(xiàn)象。根據(jù)懸架系統(tǒng)在不同路面頻率下的性能需求所制定的液電饋能半主動懸架工作模式、工作頻帶與控制目標(biāo)如表1所示。

懸架的半主動控制方案如圖5所示，該方案為雙環(huán)結(jié)構(gòu)，其中，內(nèi)環(huán)為天棚-地棚控制[23-24]，外環(huán)為模糊PID控制[25-27]。系統(tǒng)根據(jù)路面信號識別路面頻率，確定懸架的工作模式，調(diào)整內(nèi)環(huán)控制的天棚與地棚阻尼系數(shù)，實時計算饋能減振器理想阻尼力U與實際阻尼力的差值以作為輸入信號傳送給外環(huán)控制器，模糊PID控制輸出合適的DC-DC變換器MOS管開關(guān)信號占空比，來實時調(diào)節(jié)電路中的電流，最終實現(xiàn)懸架的半主動控制。此外，卡爾曼濾波器的作用是估計車身和輪胎的絕對速度，為內(nèi)環(huán)天棚-地棚控制提供懸架狀態(tài)變量。

注：Ue為DC-DC變換器兩端電壓，V；Uc為超級電容兩端電壓，V；i為DC-DC變換器電流，A。

表1 半主動控制的工作模式

圖5 路面頻率自適應(yīng)半主動控制方案

2.1 天棚-地棚阻尼系數(shù)優(yōu)化設(shè)計

內(nèi)環(huán)天棚-地棚控制計算出的饋能減振器理想阻尼力U可表示為

式中c和c分別為天棚阻尼和地棚阻尼系數(shù)，N·s/m。

液電饋能減振器可提供的阻尼力大小受阻尼力可調(diào)范圍的限制。min和max分別為減振器可提供的最小和最大阻尼力，則減振器的阻尼力為

為確定理想阻尼力U，需要得到各工作模式下的天棚阻尼系數(shù)c和地棚阻尼系數(shù)c。Robert在文獻[28]中提出了一種針對線性時不變系統(tǒng)，使次優(yōu)控制策略效果接近最優(yōu)控制策略的實現(xiàn)方案。對于1/4懸架系統(tǒng)，LQG（linear quadratic gaussian）控制是最優(yōu)控制策略[29]。其性能指標(biāo)的定義如式（14）所示。

式中1、2和3分別為輪胎動位移、懸架動行程和車身加速度平方的加權(quán)系數(shù)；為采樣時間，s。1、2和3的取值由遺傳算法[30-31]確定，各模式的適應(yīng)度函數(shù)如下：

舒適模式

式中BA是被動懸架的車身加速度峰峰值，m/s2；BA是LQG控制懸架的車身加速度峰峰值，m/s2。

運動模式

式中DTD是被動懸架的輪胎動位移峰峰值，m；DTD是LQG控制懸架的輪胎動位移峰峰值，m。

綜合模式

經(jīng)過遺傳算法優(yōu)化，液電饋能半主動懸架各模式對應(yīng)的LQG控制加權(quán)系數(shù)如表2所示。

表2 懸架各工作模式對應(yīng)的加權(quán)系數(shù)

注：1為輪胎動位移加權(quán)系數(shù)；2為懸架動行程加權(quán)系數(shù)；3為車身加速度平方加權(quán)系數(shù)。

Note:1is the dynamic displacement weighting coefficient of tyre;2is the weighting coefficient of suspension;3is the weighting coefficient of body acceleration square.

半主動控制方案中，內(nèi)環(huán)天棚-地棚控制器的輸入變量，即次優(yōu)控制的測量變量為

令

式中為轉(zhuǎn)換矩陣，且

使用系統(tǒng)測量變量計算最優(yōu)控制力

式中為次優(yōu)控制反饋增益矩陣；為天棚-地棚阻尼系數(shù)矩陣，即

次優(yōu)控制反饋增益矩陣的近似解可以利用最小范數(shù)法求出，首先，構(gòu)造目標(biāo)函數(shù)

要使和接近，該目標(biāo)函數(shù)應(yīng)盡可能小，則近似解為

天棚-地棚阻尼系數(shù)矩陣為

優(yōu)化后的各模式天棚-地棚阻尼系數(shù)如表3所示。

表3 優(yōu)化后的天棚-地棚阻尼系數(shù)

2.2 狀態(tài)估計

液電饋能減振器在半主動控制下輸出的阻尼力為

選取系統(tǒng)狀態(tài)變量為

則將式（1）表示成狀態(tài)方程的形式，即為

式中=()為高斯輸入，矩陣和為

式中0為路面下截止頻率，Hz。

觀測矩陣為

以隨機路面工況為例，仿真分析卡爾曼濾波器的狀態(tài)估計效果。仿真參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 懸架系統(tǒng)仿真參數(shù)

在卡爾曼濾波器估計精度趨于穩(wěn)定時，各狀態(tài)變量估計效果如圖6所示?？梢钥闯?，卡爾曼濾波器對車身絕對速度和車輪絕對速度的估計較為準(zhǔn)確。

2.3 路面頻率識別

本文采用一階過零檢測法估計路面輸入的頻率，即利用路面輸入的速度譜信號，通過檢測其過零點的方式，對當(dāng)前路面進行頻率估計。一階過零檢測法原理如圖7所示。

則當(dāng)前的路面輸入頻率可以表示為

2.4 模糊PID阻尼力跟蹤控制器設(shè)計

本文模糊控制器選擇二維模糊控制器，輸入信號為理想阻尼力U和實際阻尼力的差值及其變化率，基本論域均為[-6，6]。其輸出信號為PID控制器的系數(shù)修正量ΔK、ΔK和ΔK，基本論域也均設(shè)置為[-6，6]。輸入和輸出變量的模糊語言值選定為{NB（負(fù)大），NM（負(fù)中），NS（負(fù)小），ZE（零），PS（正?。琍M（正中），PB（正大）}；隸屬度函數(shù)選擇三角型，并制定合適的模糊規(guī)則。

圖8顯示了液電饋能半主動懸架系統(tǒng)的實際阻尼力對理想阻尼力的跟蹤效果，跟蹤精度計算公式如下：

注：ta為當(dāng)前時間段內(nèi)速度信號第一個零點處的時刻，s；tb為第三個零點處時刻，s；A1~A4分別為當(dāng)前路面信號速度譜上的4個點。

根據(jù)式（26）的計算方法對圖8所示的仿真數(shù)據(jù)進行阻尼力跟蹤精度計算，結(jié)果為98.23%，表明阻尼力跟蹤效果較高。

圖8 阻尼力跟蹤效果

3 仿真分析

為驗證路面頻率自適應(yīng)液電饋能懸架在全局工況下協(xié)調(diào)動力學(xué)性能和饋能特性的優(yōu)越性，本節(jié)仿真分析了分段正弦路面下被動懸架、單一天棚地棚控制液電饋能懸架和路面頻率自適應(yīng)液電饋能懸架的動力學(xué)性能和饋能特性，選取的路面信息如表5所示。

表5 分段正弦路面參數(shù)

3種懸架動態(tài)性能的時域仿真結(jié)果如圖9所示。參考文獻[32]，采用峰峰值（peak-to-peak, PTP）的評價方法分析懸架動力學(xué)性能的時域響應(yīng)，計算公式如下：

式中()表示系統(tǒng)響應(yīng)輸出；為時間，s。

根據(jù)式(27)的計算方法對圖9所示的仿真數(shù)據(jù)進行峰峰值計算，分段正弦路面懸架動力學(xué)性能響應(yīng)輸出的峰峰值見表6。

由圖9a、9b和表6可知：1）0～2 s內(nèi)，單一天棚-地棚控制懸架的車身加速度峰峰值相比被動懸架減小了11.3%，而路面自適應(yīng)懸架此時工作在舒適模式，車身加速度比單一控制懸架減小了13.75%，車輛乘坐舒適性得到顯著改善；2）4～6 s內(nèi)，單一天棚-地棚控制懸架的輪胎動載荷相比被動懸架減小了16.89%，此時路面自適應(yīng)懸架工作在運動模式，輪胎動載荷相比單一控制懸架減小17.76%，操縱穩(wěn)定性大大提高。計算結(jié)果說明路面頻率自適應(yīng)懸架的性能要優(yōu)于單一天棚-地棚控制懸架，能夠解決車輛全局工況下操作穩(wěn)定性和行駛平順性的矛盾問題；3）2～4 s和6～8 s內(nèi)，單一天棚-地棚懸架的車身加速度和輪胎動載荷較被動懸架分別減小了15.42%、21.08%和6.73%、5.95%，此時路面自適應(yīng)懸架工作在綜合模式，其動力學(xué)性能比單一天棚-地棚懸架分別減小了6.6%、19.31%和23.27%、3.23%，操縱穩(wěn)定性和乘坐舒適性都明顯改善。

3種控制方法的懸架動力學(xué)性能幅頻特性對比結(jié)果如圖10所示，以各頻段內(nèi)的峰值進行分析，結(jié)果如表7所示，由表7可知：1）0～5 Hz頻段內(nèi)各指標(biāo)幅值的峰值出現(xiàn)在2 Hz（下同），此時單一天棚-地棚懸架控制的車身加速度峰值比被動懸架控制減小10.61%，但輪胎動載荷增加了11.25%。而路面自適應(yīng)懸架工作在舒適模式，車身加速度較被動懸架減小31.07%，輪胎動載荷也減小14.17%，車輛行駛平順性得到顯著提升而操縱穩(wěn)定性并無惡化；2）11 Hz路面頻率下，單一天棚-地棚懸架控制的輪胎動載荷較被動懸架控制減小14.85%，但車身加速度增加18.49%。此時路面自適應(yīng)懸架工作在運動模式，其輪胎動載荷較被動懸架控制減小了35.52%，車身加速度也減小了10.93%，車輛操縱穩(wěn)定性得到顯著提升而行駛平順性沒有惡化；3）6 和16 Hz激勵時，單一天棚-地棚懸架控制的車身加速度和輪胎動載荷較被動懸架控制分別減小了10.48%、15.62%和2.27%、10.27%。此時路面自適應(yīng)懸架工作在綜合模式，其車身加速度和輪胎動載荷比單一天棚-地棚懸架控制減小了6.78%、18.09%和8.18%、14.18%。

圖9 3種懸架控制方法的動態(tài)性能時域仿真結(jié)果

表6 3種懸架控制方法的動力學(xué)性能指標(biāo)峰峰值對比

圖10 3種懸架控制方法的動力學(xué)性能幅頻特性對比Fig.10 Amplitude frequency characteristic comparison of dynamic performance of three suspension control methods

由圖9c可知：1）從能量守恒角度，懸架動力學(xué)性能改善越明顯，回收的能量必定越少。路面頻率自適應(yīng)懸架在4種路面下的動力學(xué)性能均優(yōu)于單一天棚-地棚控制，因此其平均饋能功率也均小于單一天棚-地棚控制；2）0～2 s和4～6 s分別為車身和車輪共振頻段，懸架振動劇烈，因此饋能懸架回收的能量較大。由表8統(tǒng)計數(shù)據(jù)可知：此時路面頻率自適應(yīng)懸架控制的平均饋能功率較單一天棚-地棚控制分別減小了10.52%和8.5%；3）2～4 s和6～8 s時，路面自適應(yīng)懸架處于綜合模式，同時優(yōu)化了車身加速度和輪胎動載荷，因此饋能功率遠(yuǎn)小于單一控制懸架。但這2個頻段的饋能功率基體很小，因此對懸架全局工況的饋能性能影響不大。4）全局工況下，路面自適應(yīng)懸架控制的饋能功率較單一天棚-地棚控制降低12.9%。

綜上所述，單一天棚-地棚控制的液電饋能懸架不能根據(jù)路面頻率自適應(yīng)地切換工作模式，無法解決車輛在全局工況下操作穩(wěn)定性和乘坐舒適性的矛盾問題。而本文設(shè)計的路面頻率自適應(yīng)液電饋能懸架控制在各頻率下的車身加速度和輪胎動載荷均優(yōu)于單一天棚-地棚懸架控制，且全局饋能功率只減小了12.9%，實現(xiàn)了懸架系統(tǒng)動力學(xué)性能和饋能特性的協(xié)調(diào)控制。

表7 各頻段內(nèi)3種懸架控制方法的動力學(xué)性能指標(biāo)峰值對比

表8 3種懸架控制方法的饋能功率均方根值

4 驗證試驗

為驗證液電饋能半主動懸架動力學(xué)性能及饋能特性，試制了液電饋能減振器原理樣機，搭建了四分之一懸架試驗臺，進行了臺架試驗，臺架布置如圖11所示。

試驗系統(tǒng)的主要儀器設(shè)備包括：INSTRON公司研發(fā)生產(chǎn)的8800型單通道數(shù)控液壓伺服激振臺；PCB公司的3711E1110G和3711E1150G型加速度傳感器；LMS公司研發(fā)生產(chǎn)的LMS數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)；dSPACE硬件平臺以及饋能電路。

在激振臺上對四分之一液電饋能懸架進行分段正弦路面激勵，設(shè)定車速為72km/h，選取的路面信息與仿真相同，動力學(xué)性能試驗結(jié)果如表9和圖12、圖13所示。

1.簧載質(zhì)量 2.懸架彈簧 3.液電饋能減振器 4.輪胎等效彈簧 5.加速度傳感器

表9 試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比

圖12 懸架動態(tài)性能試驗與仿真結(jié)果時域?qū)Ρ?/p>

圖13 懸架動力學(xué)性能幅頻特性的試驗與仿真結(jié)果對比 Fig.13 Comparison of test and simulation results of amplitude frequency characteristics of suspension dynamic performance

由圖12和表9可知，各時段內(nèi)，車身加速度試驗與仿真結(jié)果峰峰值的相對誤差分別為1.36%、15.72%、4.86%和13.6%；輪胎動載荷的相對誤差分別為9.34%、13.62%、7.82%和15.47%。由圖13和表9可知，各頻段內(nèi)車身加速度試驗與仿真結(jié)果峰值的相對誤差分別為7.55%、10.18%、10.56%、和6.35%；輪胎動載荷的相對誤差分別為9.64%、11.72%、10.39%和11.27%。時域和頻域所有的相對誤差均在16%之內(nèi)，驗證了仿真結(jié)果的正確性。

由圖12c和表10可知，由于管路損耗的存在，試驗中回收的能量相比于仿真結(jié)果較少，全局饋能功率的相對誤差為17.72%。試驗與仿真的結(jié)果均表明，舒適模式與運動模式饋能較多，而綜合模式幾乎無能量回收。

表10 饋能功率試驗與仿真結(jié)果的均方根值

5 結(jié) 論

1）本文將DC-DC變換器引入液電饋能懸架的饋能電路，通過實時調(diào)節(jié)變換器中MOS管占空比，可以實現(xiàn)液電饋能減振器實際阻尼力對理想阻尼力的精確跟蹤，進而改善控制效果。

2）以路面激勵頻率為閾值，劃分了舒適模式、安全模式和綜合模式3種懸架工作模式。仿真結(jié)果表明，時域分析中，舒適模式下的液電饋能半主動懸架的車身加速度峰峰值比單一天棚-地棚控制懸架減小13.75%，比被動懸架減小23.49%；運動模式的輪胎動載荷峰峰值比單一控制懸架減小17.76%，比被動懸架減小31.65%；綜合模式的車身加速度與輪胎動載荷均優(yōu)于單一控制和被動控制懸架。頻域分析中，舒適模式的車身加速度幅值峰值比單一控制懸架減小22.92%，比被動懸架減小31.07%；運動模式的輪胎動載荷峰值比單一控制懸架減小24.27%，比被動控制懸架減小35.52%；綜合模式的車身加速度與輪胎動載荷也均優(yōu)于單一控制懸架和被動控制懸架。

3）試驗結(jié)果與仿真結(jié)果誤差不超過16%，證明了基于路面頻率自適應(yīng)的液電饋能半主動懸架控制能夠?qū)崿F(xiàn)車輛全局工況性能最優(yōu)，協(xié)調(diào)控制懸架系統(tǒng)的動力學(xué)性能和饋能特性。

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Dynamic performance coordination control of hydraulic electrical energy-regenerative suspension based on road excitation self-adaptation

Wang Ruochen, Ding Yanshu, Sun Dong, Ding Renkai, Meng Xiangpeng

(,,212013,)

Compared with the passive suspension, the hydraulic electrical energy-regenerative suspension can not only recycle the energy dissipated by the suspension, but also improve the dynamic performance of vehicle, which has attracted extensive attention of scholars at domestic and abroad. However, the most of research focuses on the analysis of energy-feedback characteristics，without considering how to improve the dynamic performance of vehicles adaptively according to complex road conditions while restoring energy considered. In addition, the ride comfort and handling stability of vehicle are mutually constrained, and the contradiction between them is still prominent under the passive mode. In order to meet the optimal performance of hydraulic electrical energy-regenerative suspension during the global operating condition, a hydraulic electrical energy-regenerative suspension with 3 working modes focusing on comfort, sport and comprehensiveness modes was designed to regenerate vibration energy while improving the ride comfort and handling stability of the vehicle in this paper. The road excitation frequency was chosen as the suspension mode switching threshold. The hydraulic electrical energy-regenerative shock absorber was composed of a hydraulic cylinder, a hydraulic rectifier bridge, a hydraulic motor, 2 accumulators, the hydraulic pipeline, a rotary motor, etc., wherein the hydraulic rectifier bridge consisted of 4 one-way valves. The DC-DC converter was introduced into the suspension energy-regenerative circuit. Based on this, the damping force formula of the shock absorber was derived. The double loop semi-active control scheme consisting of skyhook-groundhook control and fuzzy PID control was designed. The semi-active control of the hydraulic electrical energy-regenerative suspension was achieved based on the energy-regenerative circuit. The DC-DC converter could work in both boost and buck modes. The duty cycle of the MOS tube switching signal in the DC-DC converter was adjusted real time to change the damping force of the damper. Moreover, the Kalman Filter algorithm was introduced to accurately obtain the suspension state variables to track the ideal damping force. The first-order zero-crossing detection method was introduced to identify the main frequency of the road input, which was used as the switching threshold of each suspension working mode. The simulation results showed that the hydraulic electrical energy-regenerative semi-active suspension could switch the working mode adaptively according to the road frequency, and improve the vehicle dynamic performance effectively than the single mode control of semi-active suspension while regenerating energy. The proposed hydraulic electrical energy-regenerative suspension combined with road frequency self-adaption could coordinate suspension dynamic performance with energy-regenerative characteristics. The vehicle body acceleration in the comfort mode was reduced by 13.75% compared with that of the single mode control suspension, and the tire dynamic load was reduced by 17.76% in the sport mode. To verify the effectiveness of the simulation, a bench test was performed. The deviations of the PTP(peak-to-peak) value of test and simulation data of vehicle body acceleration were 1.36%, 15.72%, 4.86%, and 13.6%, respectively, and the ones of the tire dynamic load were 9.34%, 13.62%, 7.82%, and 15.47%, respectively. The errors between the test and simulation results was within 16%, which verified the correctness of the simulation results and the feasibility of the semi-active suspension system. The study provides an important reference for the performance upgrade of the hydraulic electrical energy-regenerative suspension.

vehicles; suspension; control; hydraulic electrical energy-regenerative; double loop scheme; multi-mode switching; road frequency self-adaption

2018-07-23

2019-01-20

國家自然科學(xué)基金（51575240）；江蘇省重點研發(fā)計劃（BE2016147）

汪若塵，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事車輛動態(tài)性能模擬與控制研究。Email：wrc@ujs.edu.cn.

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.06.007

U 463.33

A

1002-6819(2019)-06-0055-10

汪若塵，丁彥姝，孫 東，丁仁凱，孟祥鵬. 基于路面激勵自適應(yīng)的液電饋能懸架動力學(xué)性能協(xié)調(diào)控制[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報，2019，35(6)：55－64. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.06.007 http://www.tcsae.org

Wang Ruochen, Ding Yanshu, Sun Dong, Ding Renkai, Meng Xiangpeng. Dynamic performance coordination control of hydraulic electrical energy-regenerative suspension based on road excitation self-adaptation[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(6): 55－64. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.06.007 http://www.tcsae.org