雙模式機電復合無級傳動功率流綜合效率的優(yōu)化*

王偉達，項昌樂，韓立金，馬 越

(北京理工大學，車輛傳動國家重點實驗室，北京 100081)

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2015158

雙模式機電復合無級傳動功率流綜合效率的優(yōu)化*

王偉達，項昌樂，韓立金，馬 越

(北京理工大學，車輛傳動國家重點實驗室，北京 100081)

提出了綜合考慮發(fā)動機、多個電機、功率耦合機構和電池組等功率損失的綜合效率定義方法，分別建立了行星耦合機構、發(fā)動機、電機和電池組的效率模型。再以提高能量傳遞效率為目標為雙模式機電復合無級傳動系統(tǒng)建立了功率流綜合效率優(yōu)化模型，并進行優(yōu)化。將優(yōu)化結果寫入綜合控制器中進行硬件在環(huán)仿真。結果表明，功率流綜合效率優(yōu)化方法可根據(jù)綜合效率最優(yōu)協(xié)調發(fā)動機和多電機的工作點，與基于發(fā)動機最優(yōu)工作區(qū)域的傳統(tǒng)的功率流優(yōu)化方法相比，能進一步提高系統(tǒng)的燃油經濟性和傳動效率。本研究為開發(fā)綜合控制策略和控制系統(tǒng)提供了理論基礎。

機電復合無級傳動；功率流優(yōu)化；綜合效率；雙模式

前言

雖然單行星排的混聯(lián)式機電復合無級傳動(electro-mechanical variable transmission, EVT)長期處于熱點研究狀態(tài)，但其應用對象多為城市道路小型車輛，很難滿足大噸位、高機動性能混合動力車輛對傳遞功率、變速范圍的要求[1-2]?；旌蟿恿囕v并非固定設備，必須要求其安裝的電機不能過大、過重，通過研究國內外混合動力車輛驅動系統(tǒng)現(xiàn)狀可知，對于要求高度集成的混聯(lián)式混合動力系統(tǒng)，整車質量體積約束與電機性能間的矛盾尤為突出。

目前，同時適用于大噸位、高機動性混合動力車輛的混合驅動解決方案是多模式機電復合無級傳動[3]。多模式包含雙模式、三模式，甚至更多模式機電混合傳動形式，其中，雙模式的研究和應用最為廣泛。很多學者對多模式機電復合傳動系統(tǒng)的方案與工作特性進行了研究，主要針對某一結構方案進行轉速和功率等特性分析與驅動性能計算，未與控制性能和控制策略要求相結合[3-6]?？刂撇呗耘c功率流優(yōu)化也是EVT研究的熱點，但多針對燃油經濟性最佳為目標，如何實現(xiàn)EVT發(fā)動機、電機、電池組等多部件的綜合效率最優(yōu)的研究較少[7-10]。

本文中基于某雙模式機電復合無級傳動系統(tǒng)功率分流特性建立行星耦合機構、發(fā)動機、電機、電池組的效率計算模型與基于功率損失最小的EVT綜合效率模型，提出以綜合效率最高為目標的EVT功率流綜合效率優(yōu)化方法，將優(yōu)化結果寫入綜合控制器并進行硬件在環(huán)仿真測試與驗證。

1 多模式EVT系統(tǒng)工作原理

多模式機電復合無級傳動系統(tǒng)的工作原理如圖1所示。電機具備四象限工作能力，其轉速和轉矩存在正反兩個方向，電機存在發(fā)電、電動兩種工作狀態(tài)。在發(fā)動機輸入到機電復合無級傳動裝置的轉速不變的情況下，可以通過由電機和行星排及操縱元件狀態(tài)的組合使電機轉速與輸出轉速之間呈現(xiàn)出單調上升或單調下降的線性變化狀態(tài)，如圖1中第1階段和第2階段，每一種狀態(tài)就稱為一種“模式”。當改變行星機構操縱件狀態(tài)時，可改變EVT系統(tǒng)的工作模式。電機轉速的轉折點稱為模式切換點。

配置了行星差速機構的機電復合無級傳動系統(tǒng)，其機械功率流是定速的，電力功率流是變速的，兩路功率間以行星差速機構相連，具有無級變速功能。

圖1中部件轉速變化形式為：

第1階段，電機A轉速nA沿ad下降，使輸出轉速no沿ob升高；

當nA降至0時，系統(tǒng)進入第2階段，若nA沿ade方向繼續(xù)下降，電機A將反轉，可以使輸出轉速no沿obc方向繼續(xù)增長；

若不希望電機A反轉，則可以通過改變電機與傳動系統(tǒng)的機械連接形式，使nA按adf曲線變化，實現(xiàn)輸出轉速no沿obc連續(xù)增長。

多模式機電復合傳動系統(tǒng)類似于液壓機械連續(xù)無級傳動，采用一定的機械結構，可以使電機轉速往復變化而系統(tǒng)輸出轉速連續(xù)增長。系統(tǒng)由具備正、反行程的行星傳動機構將電機與機械分路聯(lián)合在一起，在電機轉速往復連續(xù)無級變速的每一行程，與機械分路逐行程減小的適當傳動比配合，可得到逐段連續(xù)提高的擴大范圍的無級變速。

研究的EVT系統(tǒng)功率耦合機構方案如圖2所示。功率耦合機構由3個行星排組成，A和B為兩個具備四象限工作能力的電機，C和Z分別為離合器和制動器。

2 多功率流綜合效率優(yōu)化

如何實現(xiàn)機電功率分配，尤其是在滿足約束條件的前提下實現(xiàn)最優(yōu)的分配與控制，是功率流優(yōu)化需要解決的問題。由于EVT是一種具有多輸入多輸出、多物理場變化過程的復雜系統(tǒng)，傳統(tǒng)傳動系統(tǒng)的效率等優(yōu)化指標無法描述EVT的特性，所以研究了一種EVT多功率流綜合效率的定義方法，綜合效率的定義又以基本傳遞單元的效率為基礎。所以首先給出功率耦合機構、發(fā)動機、動力電池組和電機效率的計算方法。在各傳動部件效率和傳遞功率損失計算基礎上，定義和計算EVT系統(tǒng)綜合效率。

2.1 各傳動環(huán)節(jié)效率定義

2.1.1 功率耦合機構效率模型

功率耦合機構可以看作是變輸入變輸出的多自由度系統(tǒng)，主要原因為動力電池組有時作為動力源為系統(tǒng)提供動力，有時作為負載接受發(fā)電機的電功率進行充電。由于EVT系統(tǒng)中兩個電機的工作狀態(tài)與功率耦合機構存在密切的關系，因此將電機的能量轉換損失計算在功率耦合機構中。

電機能量轉換時損失的功率與電機的工作點有關，而電機的工作狀態(tài)與耦合機構的輸入輸出條件有關，耦合機構齒輪嚙合的功率損失與行星排傳遞的相對功率有關，操縱元件的帶排功率損失與其主被動摩擦片速差、間隙、油壓和油槽形狀等因素有關，旋轉密封元件的功率損失與相對轉速、油壓等因素有關。由此可見其效率計算與傳統(tǒng)行星變速機構效率計算明顯不同。在行星變速機構計算效率時，只要變速機構擋位確定，行星傳動系統(tǒng)中各構件的轉速、轉矩關系就可以確定。但在多模式耦合機構中，各構件的轉速和轉矩與發(fā)動機、電機的調控狀態(tài)密切相關，因此本文中基于傳統(tǒng)的行星傳動效率計算方法提出了EVT系統(tǒng)功率耦合機構的功率定義方法。

行星傳動效率計算方法為：先不考慮效率損失，計算出各構件的轉速和轉矩關系，然后根據(jù)相對功率法按照齒輪嚙合損失來計算傳動效率。相對功率法的基本原理為：對行星排進行性能分析時，可以看出行星輪的運動是由牽連運動和相對運動兩部分組成的，由這兩種運動傳遞的功率，分別稱作牽連功率和相對功率。計算效率時只計算與相對運動有關的齒輪嚙合損失，與牽連運動有關的損失忽略不計，且假定相對運動齒輪的嚙合損失與定軸齒輪的一樣。

每個行星排的相對功率可以按照外嚙合點(行星輪與太陽輪的嚙合點)或內嚙合點(行星輪與齒圈的嚙合點)計算。因為相對功率先后經兩點傳遞，其計算結果是相同的。因此，不妨以太陽輪的外嚙合點計算，其相對功率Px取絕對值為

Px=|Ts(ns-nc)|

(1)

式中：Ts為太陽輪轉矩；ns為太陽輪轉速；nc為行星架轉速。

則行星排的功率損失Ps為

Ps=Px(1-ηp)

(2)

式中：ηp為行星排齒輪嚙合的效率，本文中研究的機構行星排都為簡單排，傳遞過程包括一次內嚙合和一次外嚙合，取總效率為0.95。

定義功率耦合機構的傳動比為

ic=ni/no

(3)

式中：ni為功率耦合機構輸入轉速；no為功率耦合機構輸出轉速。

考慮到功率耦合機構與外界存在電功率交換，且系統(tǒng)的輸入功率與輸出功率平衡，所以有

(4)

式中：Pele為電功率值；Ti為功率耦合機構輸入轉矩；To為功率耦合機構輸出轉矩。

定義轉矩傳遞比為

ρT=To/Ti

(5)

則有

(6)

在上述方法與定義基礎上，利用相對功率法推導得到系統(tǒng)效率的表達式為

η=1-ηp1-ηp2-ηa-ηb

(7)

式中：ηp1為EVT裝置左側k1行星排功率損失系數(shù)；ηp2為EVT裝置右側k2行星排功率損失系數(shù)；ηa為電機A功率損失系數(shù)；ηb為電機B功率損失系數(shù)。根據(jù)功率流通道和功率分流數(shù)值，利用相對功率法計算的各功率損失系數(shù)為

(8)

(9)

(10)

(11)

電機A和B的效率包括發(fā)電效率和電動效率，假設電機的工作效率值在4個工作象限完全對稱，則包含了通過符號函數(shù)來區(qū)分發(fā)電和電動狀態(tài)的A和B電機效率，用ηelea和ηeleb表示，表達式為

(12)

(13)

式中：nA和TA為電機A的轉速和轉矩；nB和TB為電機B的轉速和轉矩；ηA和ηB分別為電機A和B在相應轉速、轉矩工作點的實際效率。

當取Pele=-120kW時，即耦合機構對外輸出電能工況下，系統(tǒng)效率如圖3所示。從圖3中可以看出，耦合機構在其兩個機械點之間的效率較高，在機械點之外隨著傳動比向兩側的延伸，其效率降低較快。機械點附近效率較高，因此在進行系統(tǒng)參數(shù)匹配時，應盡量將常用車速與機械點對應。在多數(shù)情況下電功率損失所占比例較大，在機械點附近機械功率損失比電功率損失大。

2.1.2 發(fā)動機效率模型

發(fā)動機的效率ηe定義為發(fā)動機輸出的機械能We與所消耗燃油熱量Q的比值，即

ηe=We/Q

(14)

發(fā)動機效率模型采用發(fā)動機穩(wěn)態(tài)試驗數(shù)據(jù)建立。根據(jù)發(fā)動機性能試驗辦法，對發(fā)動機進行了不同輸出轉矩、轉速下的油耗測試。對得到的試驗數(shù)據(jù)進行處理得到發(fā)動機的有效燃油消耗率與發(fā)動機轉速、轉矩的關系曲線，根據(jù)下式計算得到發(fā)動機效率的數(shù)值模型。

(15)

式中：Pe為發(fā)動機輸出功率，W；B為每秒發(fā)動機燃油消耗量，g/s；Hn為柴油質量熱值常數(shù)，取43 000J/g。

2.1.3 電池組效率模型

采用圖4所示的內阻模型描述電池組的基本特性。由此可知，其輸出或輸入的實際功率為

Pb=IbatUbat

(16)

電池端電壓可由下式計算

Ubat=E-RIbat

(17)

式中：Pb為電池組的有效功率；E為電池電動勢，即由電池SOC決定的穩(wěn)態(tài)電壓；R為電池內阻；Ibat為電池電流，放電為正，充電為負；Ubat為電池工作時的瞬時電壓。

由式(17)可推得回路電流為

(18)

由此，可以得到電池充電時吸收或者放電時釋放的電池總功率為

Pb0=IbatE

(19)

因此，動力電池的充放電效率分別為

(1) 放電工況(Pb>0)

(20)

(2) 充電工況(Pb<0)

(21)

可以看出電池的效率主要受電池工作溫度、電池SOC、電池充/放電電流等因素的影響。近似看來，電池充電效率有與SOC成正比的變化趨勢，而放電效率則隨SOC的增大而減小。

2.1.4 電機效率模型

EVT系統(tǒng)選用永磁同步電機，它具有較高的功率密度和效率以及寬廣的調速范圍，在國內外多種電動車輛中獲得應用。

電機效率為其輸出功率與輸入功率的比值，然而由于電機的四象限工作特性，當作為電動機使用時，輸入功率為電機電壓與電流的乘積，輸出功率為電機轉子轉速與轉矩的乘積；反之，當電機作為發(fā)電機使用時，輸入功率為電機轉矩與轉子轉速之積的機械功率，輸出功率為定子電壓與電流之積。

通過臺架試驗可以測得電機效率的等高線圖，如圖5所示。

電機能量轉換時損失的功率與電機的工作點有關，其效率可根據(jù)當前轉速轉矩工作點在效率數(shù)據(jù)中查表、插值獲得。根據(jù)電機工作狀態(tài)的不同，電機總的功率損失可統(tǒng)一表示為

(22)

2.2 綜合效率優(yōu)化模型與算法

如同功率耦合機構效率定義一樣，從功率損失的角度定義機電復合無級傳動系統(tǒng)的綜合效率，當Pb>0時，動力電池組放電作為動力使用，系統(tǒng)包含發(fā)動機和動力電池組兩個動力源；當Pb<0時，動力電池組充電作為負載使用，系統(tǒng)只有發(fā)動機一個動力源。

EVT系統(tǒng)綜合效率計算公式為

(23)

式中：ηdis為動力電池組的充放電效率；ηe為發(fā)動機的熱效率；Ploss為混合驅動系統(tǒng)的所有功率損失，包括發(fā)動機、電機和動力電池組的能量轉換損失，以及前傳動功率損失和耦合系統(tǒng)的機械功率損失。因此欲準確計算機電復合無級傳動系統(tǒng)的綜合效率，必須明確各功率流傳遞的大小和方向。

建立以機電復合無級傳動系統(tǒng)最優(yōu)效率為目標的控制策略。系統(tǒng)綜合效率優(yōu)化如圖6所示。

系統(tǒng)效率優(yōu)化問題可以轉化為在不同優(yōu)化變量取值下尋求效率最高值的問題。

優(yōu)化模型的輸入條件：車速v、電池SOC、驅動需求功率P0。優(yōu)化變量為發(fā)動機轉速ne、電池組功率Pb。

車速與耦合系統(tǒng)輸出轉速成比例關系，再根據(jù)車輛行駛需求功率可以得到耦合系統(tǒng)輸出轉矩。欲求得系統(tǒng)效率值，還需確定發(fā)動機、電機A和B的工作點。在車速已知和發(fā)動機轉速可優(yōu)化求解的情況下，電機A和B的轉速可通過EVT功率耦合機構運動學耦合關系得到；在驅動需求功率已知、電池功率可優(yōu)化求解獲得的情況下，根據(jù)系統(tǒng)功率平衡方程Pe=Pb+P0，發(fā)動機功率也可確定，從而可確定發(fā)動機轉矩。根據(jù)轉矩耦合關系，由發(fā)動機轉速求得的EVT輸入轉矩及驅動需求功率求得的EVT輸出轉矩可確定電機A和B的轉矩。因此，選定發(fā)動機轉速和動力電池組功率作為優(yōu)化變量，即優(yōu)化結果的輸出值，根據(jù)上述分析其它變量可根據(jù)此兩個變量計算得到。

2.3 綜合效率優(yōu)化結果與實現(xiàn)

綜合效率優(yōu)化的基本思想是：在某一特定工況下，求出發(fā)動機轉速和動力電池組功率組合下的系統(tǒng)綜合效率值，并對它們進行比較，綜合效率最高時對應的發(fā)動機轉速和電池組功率即為最終的優(yōu)化結果。

采用MATLAB優(yōu)化工具箱來進行方程的求解。具體步驟為：

(1) 根據(jù)一定的優(yōu)化規(guī)則選取發(fā)動機轉速與動力電池組功率組合(ne,Pb)；

(2) 根據(jù)已知輸入、耦合約束關系與機電功率平衡方程計算滿足調節(jié)的各電機轉矩、轉速工作點與發(fā)動機工作點；

(3) 根據(jù)各部件工作點與功率計算各傳動環(huán)節(jié)功率損失與系統(tǒng)綜合效率；

(4) 利用優(yōu)化算法對滿足綜合效率最高的優(yōu)化變量數(shù)值組合進行尋優(yōu)，確定最優(yōu)變量取值，進而計算各部件控制量。

通過適當?shù)钠ヅ淇刂疲旕詈蠙C構中電機工作狀態(tài)發(fā)生變化時，可以改變發(fā)動機的工作點，進而改善發(fā)動機的燃油轉化效率，從而使此雙模式混合驅動系統(tǒng)的綜合效率達到最優(yōu)。在不同工況(車速、需求功率、SOC)下，建立效率優(yōu)化模型，進行優(yōu)化計算得到覆蓋不同工況的最優(yōu)控制量參考值。某SOC下的發(fā)動機目標轉速與電池功率優(yōu)化變量求解結果隨車速與總需求功率的變化規(guī)律如圖7所示。優(yōu)化結果以數(shù)據(jù)表形式存儲在EVT綜合控制器中，以查表算法在線計算，實現(xiàn)功率流的在線優(yōu)化控制。

3 多功率流優(yōu)化驗證

3.1 硬件在環(huán)仿真平臺設計

通過硬件在環(huán)仿真(HILS)可方便、全面地將控制策略和對象系統(tǒng)模型聯(lián)調測試。在dSPACE中運行車輛系統(tǒng)模型和試驗條件模型，在試驗室內即可快速、方便地設定不同工況甚至是實際中很難獲得或十分危險的工況，對設計的控制策略進行調試和驗證。一些極端駕駛工況或危險工況也可通過設定試驗環(huán)境進行在線測試，而無需擔心部件損壞或危險發(fā)生，體現(xiàn)了硬件在環(huán)仿真的優(yōu)勢。

研究的功率分流混合動力HILS平臺由實時仿真系統(tǒng)dSPACE、系統(tǒng)數(shù)字模型、信號調理電路、監(jiān)控界面和駕駛員操作裝置(加速踏板、制動踏板、換擋裝置)等組成。平臺結構如圖8所示。

3.2 HILS測試結果分析

利用HILS平臺進行了功率分流混合動力系統(tǒng)能量管理策略的硬件在環(huán)仿真測試，包括加速性、反復加減速和變加速踏板行程行駛等多種測試工況。某典型駕駛循環(huán)工況的測試結果如圖9所示。其中，踏板行程取值范圍為[-100%,100%]，正數(shù)表示加速踏板行程，負數(shù)表示制動踏板行程?；旌蟿恿r編號含義為：0—停車；3—發(fā)動機反拖起動；4—機電混合驅動；7—機電聯(lián)合制動；9—滑行(踏板行程為零)。

從圖9中看出，EVT系統(tǒng)反復在機電混合驅動與制動或滑行工況之間切換，實現(xiàn)了正確的工況控制功能。發(fā)動機和電機A和B協(xié)調配合，根據(jù)加速踏板行程決定的駕駛員意圖進行驅動工況輸出或制動能量回收。電池組SOC根據(jù)驅動和制動輸出或輸入電功率，在行駛工況前后，電池電量基本平衡。發(fā)動機的工作狀態(tài)點分布見圖9(d)。除在一些大功率驅動工況須提高發(fā)動機轉速至1 800～2 000r/min左右，使發(fā)動機輸出更多的機械功率外，大部分情況下發(fā)動機工作點集中在燃油消耗率較優(yōu)的區(qū)域，體現(xiàn)了功率分流混合動力系統(tǒng)通過多電機和電池組的協(xié)調配合，盡可能將發(fā)動機工作點調節(jié)在最佳燃油經濟性區(qū)域的優(yōu)勢。兩個電機的工作點如圖9(e)和圖9(f)所示。在個別工況，如急加速工況，車輛驅動轉矩需求很大，電機A和B工作在靠近電機外特性區(qū)域。此時一般電機A為負極值，進行大功率發(fā)電并提高發(fā)動機的機械輸出轉矩，電機B工作在正極值進行大轉矩助力驅動。在其它大部分工況下，電機工作在效率90%以上的區(qū)域內，這是綜合效率優(yōu)化全局考慮發(fā)動機和電機等工作效率的結果。

4 結論

(1) 建立了EVT系統(tǒng)各傳動環(huán)節(jié)的效率模型與基于功率損失的系統(tǒng)綜合效率模型，提出了以綜合效率最高為主要目標的EVT功率流綜合效率優(yōu)化方法。測試結果表明，與一般的規(guī)則型控制策略相比，綜合效率優(yōu)化控制方法可進一步提高雙模式機電復合無級傳動系統(tǒng)的燃油經濟性和傳動效率，為設計綜合控制策略和控制系統(tǒng)提供了理論基礎。

(2) 以綜合效率最高為目標進行了EVT系統(tǒng)的最優(yōu)功率分配計算，并通過HILS平臺對最優(yōu)化控制策略進行在線測試。測試結果表明，綜合效率優(yōu)化考慮發(fā)動機和多電機的高效工作區(qū)域，較之傳統(tǒng)的發(fā)動機最佳燃油經濟性區(qū)域策略對系統(tǒng)的傳動效率和經濟性有進一步地提升。

(3) 采用真實的綜合控制器，通過數(shù)學模型在dSPACE中實時運行模擬實際被控對象與試驗環(huán)境，構建了基于CAN總線通信的功率分流混合動力系統(tǒng)硬件在環(huán)仿真平臺。通過硬件在環(huán)仿真可快速、有效地對能量管理策略進行在線測試和結果數(shù)據(jù)分析，實現(xiàn)了控制系統(tǒng)的快速測試與策略調整，提高了開發(fā)效率。

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Overall Efficiency Optimization for Power Flow in Dual-modeElectro-mechanical Variable Transmission System

Wang Weida, Xiang Changle, Han Lijin & Ma Yue

BeijingInstituteofTechnology,NationalKeyLaboratoryofVehicleTransmission,Beijing100081

An overall efficiency definition is proposed with considerations of the power losses in engine, several electric motors, power coupling mechanism and battery pack. The efficiency models for planetary coupling mechanism, engine, motors and battery pack are built respectively, based on which an overall power flow efficiency model for a dual-mode electro-mechanical variable transmission system is established with enhancing energy transfer efficiency as objective, and an optimization is conducted. Then the optimized results are input to a comprehensive controller for hardware-in-the-loop simulation. The results of simulation show that the method of overall power flow efficiency optimization can optimally coordinate the working points of engine and several motors according to overall efficiency, and compared with traditional power-flow optimization method based solely on engine optimal working region, it further enhances the fuel economy and transmission efficiency of system. The research provides a theoretical basis for the development of overall control strategy and control system.

electro-mechanical variable transmission; power flow optimization; overall efficiency; dual mode

*國家自然科學基金(51005017)資助。

原稿收到日期為2013年12月2日，修改稿收到日期為2014年2月28日。