基于傳動效率的雙模式混合動力車輛控制策略研究

齊蘊龍，項昌樂，韓立金，張東好，馬文杰

（1.北京理工大學機械與車輛學院，北京　100081；2. 內(nèi)蒙古第一機械（集團）公司科研所，內(nèi)蒙古　包頭　014030）

Qi Yunlong1，Xiang Changle1，Han Lijin1，Zhang Donghao1，Ma Wenjie2

?

基于傳動效率的雙模式混合動力車輛控制策略研究

齊蘊龍1，項昌樂1，韓立金1，張東好1，馬文杰2

（1.北京理工大學機械與車輛學院，北京100081；2. 內(nèi)蒙古第一機械（集團）公司科研所，內(nèi)蒙古包頭014030）

Qi Yunlong1，Xiang Changle1，Han Lijin1，Zhang Donghao1，Ma Wenjie2

摘要：介紹雙模式混聯(lián)式混合動力傳動的功率分流特點，分析傳動系統(tǒng)各部件的效率，在此基礎上建立了包括機械損失在內(nèi)的傳動系統(tǒng)效率模型。利用效率模型，提出基于整車瞬時效率最優(yōu)的控制策略，此控制策略可在保證電池SOC穩(wěn)定的同時，通過對發(fā)動機和電機的控制，使整車瞬時效率最高。通過對車輛的建模與仿真，驗證了此控制策略可以進一步提高混合動力車輛的整車效率，降低車輛油耗。

關鍵詞：雙模式；混合動力車輛；機械損失；傳動效率；控制策略

0　引　言1

目前，混合動力車輛的結(jié)構形式主要分為串聯(lián)式、并聯(lián)式和混聯(lián)式?；炻?lián)式混合動力傳動系統(tǒng)將來自發(fā)動機的功率分為通過行星齒輪的機械功率和通過2個電機的電力功率傳遞[1-2]，從而將發(fā)動機轉(zhuǎn)速和車輪轉(zhuǎn)速解耦，實現(xiàn)發(fā)動機最優(yōu)控制[3]。

混聯(lián)式混合動力車輛的一個缺點是有可能產(chǎn)生功率循環(huán)。功率循環(huán)的產(chǎn)生會造成更多的由于電功率和機械功率相互轉(zhuǎn)化而帶來的功率損失，從而大幅降低傳動效率，這種功率循環(huán)是造成混合動力車輛豐田Prius在高速區(qū)效率較低的主要原因[4]。類似Prius的混聯(lián)式混合動力車輛的另一個缺點是，在高車速下，電機的轉(zhuǎn)速和分流功率都較大[2]，從而限制了混聯(lián)式傳動在大功率車輛上的應用。

為了克服Prius形式的功率分流混合動力系統(tǒng)的缺點，通用公司提出了一種雙模式混聯(lián)式混合動力系統(tǒng)，雙模式混聯(lián)式混合動力系統(tǒng)使用2個或2個以上行星排，并使用離合器/制動器進行模式切換。雙模式混聯(lián)式混合動力系統(tǒng)可以避免功率循環(huán)的產(chǎn)生，并降低電器元件如電機和電池的額定功率[5]。但是，相比單模式系統(tǒng)，增加的行星排和離合器使得機械結(jié)構更加復雜，增加了機械損失，降低了傳動效率。

文中針對一種雙模式混合動力車輛，分析其傳動系統(tǒng)各部件效率，并建立傳動系統(tǒng)效率模型?；谛誓Ｐ吞岢鲆环N以整車瞬時效率最優(yōu)為目標的雙模式混合動力車輛的控制策略。最后，通過車輛性能仿真驗證了該控制策略。

1　雙模式混聯(lián)式傳動特性分析

圖1為一種雙模式混合動力傳動系統(tǒng)的結(jié)構圖。此結(jié)構包含3個行星排，1個離合器和1個制動器，能夠?qū)崿F(xiàn)2種模式。通過結(jié)合制動器（Z1），分離離合器（C1）實現(xiàn)第1模式——輸入分流模式；通過分離制動器（Z1），結(jié)合離合器（C1）實現(xiàn)第2模式——復合分流模式。

圖1　雙模式混合動力傳動結(jié)構示意圖

通過行星排基本轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關系式（1）、式（2）和各行星排連接關系，可推導出各部件的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關系，如式（3）～式（6），由轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關系即可分析傳動系統(tǒng)在第1模式和第2模式的功率流。

式中，Ni、Ti分別為太陽輪轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩；Nq、Tq分別為齒圈轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩；Nj、Tj分別為行星架轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩；k為行星排特性參數(shù)，為齒圈齒數(shù)與太陽輪齒數(shù)比值。

圖2（a）為第1模式下傳動系統(tǒng)內(nèi)的功率流，圖中簡化了電池功率。圖2（a）中發(fā)動機功率通過k2行星排的齒圈傳入，功率經(jīng)k1行星排分流，一路經(jīng)電機A轉(zhuǎn)換為電功率，傳至電機B，另一路為機械功率，兩路功率在輸出端匯合，k3在此只起到減速作用。此模式為輸入分流模式。

圖2　機電復合傳動最優(yōu)功率分配流程圖

圖2（b）為第2模式下傳動系統(tǒng)內(nèi)的功率流，同樣簡化了電池功率。發(fā)動機功率經(jīng)k2行星排分流，一路經(jīng)電機B轉(zhuǎn)換為電功率，傳至電機A，另一路為機械功率，兩路功率通過行星排k1匯合，傳至輸出軸，k3在此空轉(zhuǎn)，不傳遞功率。此模式為復合分流模式。

2　雙模式混聯(lián)式傳動系統(tǒng)效率模型

傳動系統(tǒng)的功率損失分為機械功率損失和電功率損失。機械功率損失包括各行星排齒輪嚙合功率損失，離合器、制動器帶排功率損失，密封元件功率損失，軸承功率損失和風阻損失等；電功率損失包括電機功率損失、電池功率損失和各功率原件功率損失等，其中密封元件、軸承和風阻的功率損失不到傳動系統(tǒng)總損失的0.1％，故忽略。

2.1行星齒輪系統(tǒng)效率

國內(nèi)外學者提出許多有關行星齒輪傳動效率的計算方法[6-8]，一般是在定軸齒輪傳動效率基礎上根據(jù)行星排各構件的相對轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和傳遞的功率來計算。如相對功率法、力偏移法、傳動比法、行列式法等，它們各有優(yōu)缺點。其中相對功率法原理簡單明了，計算容易，且具有足夠精度[9]。

行星齒輪的功率傳遞分為牽連功率和相對功率，而嚙合功率損失只與相對功率相關。文中忽略攪油和振動等帶來的損失，只考慮嚙合帶來的損失，則行星齒輪的效率滿足式（7）。

η=1-（1-ηx）β

（7）

式中，ηx是相對嚙合效率，在單星排中為一次外嚙合和一次內(nèi)嚙合效率的乘積；β為相對功率系數(shù)，是相對功率和行星排總功率之比，每排的相對功率，可按外嚙合點（行星輪與太陽輪的嚙合點）或內(nèi)嚙合點（行星輪與齒圈的嚙合點）計算。以外嚙合點計算為例，則β的取值如式（8）

式中，Pi為行星排輸入功率；Px為行星排傳遞的相對功率；Ti、ni分別為行星排輸入的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速；Tt、nt和nj分別為太陽輪轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速和行星架轉(zhuǎn)速。

2.2離合器/制動器帶排功率損失

車輛在正常行駛工況下，為了保證濕式離合器正常工作，需要不斷使?jié)櫥鸵貉h(huán)通過摩擦副表面的油槽，起到潤滑和冷卻作用。冷卻油都有一定的粘性，由于濕式多片離合器內(nèi)冷卻油的粘性及可能發(fā)生的摩擦片與摩擦對偶片之間的碰撞摩擦所引起的損失，所以產(chǎn)生帶排損失。

離合器的帶排損失依據(jù)牛頓內(nèi)摩擦公式推導，式（9）為離合器帶排理論計算公式

式中，z為摩擦副數(shù)，Δn為主被動部分角速度差，R2為摩擦片外半徑，R1為摩擦片內(nèi)半徑，h為摩擦副間隙。當離合器分離時，摩擦片間隙為0.5mm，在油溫為80℃時油液的動力粘度μ=0.025Pa?s。

由于離合器的帶排損失和摩擦片開槽形狀、潤滑油油溫和流量有很大關系，所以理論計算值需要根據(jù)離合器帶排試驗的結(jié)果進行修正。以制動器Z2為例，修正后的離合器帶排功率和帶排轉(zhuǎn)矩如圖3（a）、（b）所示。

圖3　離合器帶排功率與帶排轉(zhuǎn)矩

2.3電機效率模型

電機的效率模型由電機的效率試驗獲得，傳動系統(tǒng)中所使用的A、B電機的效率圖如圖4所示，圖中虛線為電機額定外特性，實線為電機峰值外特性。

圖4　電機效率map圖

2.4傳動系統(tǒng)的效率模型

基于對傳動系統(tǒng)各部件的效率分析，可得到傳動系統(tǒng)的效率模型。為了便于分析傳動系統(tǒng)效率規(guī)律，假定電池充放電功率為0，則傳動系統(tǒng)效率是傳動系統(tǒng)傳動比ic的函數(shù)，ic=ni/no，如圖5所示。圖中橫坐標為傳動系統(tǒng)的傳動比ic，縱坐標為傳動系統(tǒng)的效率，圖中虛線為只考慮電功率損失的傳動系統(tǒng)效率，實線為同時考慮電功率損失和機械功率損失的傳動系統(tǒng)效率。從虛線中看出在第1模式下有1個“機械點”，第2模式下有2個“機械點”。“機械點”為電路傳遞功率為0的工況，所以在不考慮機械功率損失時，“機械點”的系統(tǒng)傳遞效率為100％?？紤]了機械功率損失的系統(tǒng)效率會有一定的下降，但總體趨勢依然是機械點效率最高，遠離機械點的系統(tǒng)效率會迅速下降。

圖5　傳動系統(tǒng)效率隨傳動比變化規(guī)律

3　考慮機械損失的雙模式混合動力車輛控制策略

控制策略的優(yōu)劣對混合動力車輛的性能有很大的影響?，F(xiàn)有的控制策略一般只考慮如何將發(fā)動機控制在最優(yōu)工作曲線，忽略了傳動系統(tǒng)的效率。如圖5所示，傳動系統(tǒng)的效率在80％～95％時，會對整車效率產(chǎn)生較大影響，因此，控制策略的制定需要考慮傳動效率。文中提出了一種基于規(guī)則的瞬時控制策略，該控制策略能夠?qū)㈦姵豐OC維持在高效區(qū)，同時考慮發(fā)動機熱效率和傳動效率，從而提高整車的運行效率。

3.1電池SOC管理和功率流分配

整車需求功率由駕駛員踩下加速踏板確定后，需要將此功率在發(fā)動機和電池間進行分配，從而使發(fā)動機能夠工作在較高效率區(qū)，同時維持電池SOC的穩(wěn)定。電池的SOC維持在0.45～0.82間，當電池SOC低于0.45時，電池將充電，當電池SOC超過0.82時，電池將放電。同時考慮發(fā)動機功率，當需求功率超過發(fā)動機的經(jīng)濟區(qū)時，需要電池放電以降低發(fā)動機的功率；反之，當需求功率小于發(fā)動機的經(jīng)濟區(qū)時，需要電池充電以增加發(fā)動機的功率?；谝陨显?，設計了2個參數(shù)β1和β2來分別表征電池功率能力和電池功率系數(shù)。電池功率能力表示在不同的電池SOC下，電池充放電功率的大??；電池功率系數(shù)表示在不同的車輛需求總功率下，為了使發(fā)動機盡量工作在高效區(qū)，電池需要充電或放電的大小。2個參數(shù)的取值如圖6所示。通過對車輛需求總功率進行加權運算，即可得到需求的電池功率。一旦電池的功率被確定，發(fā)動機的需求功率可由式（11）計算。

Pb=Pvβ1β2

（10）

Pe=Pv-Pb

（11）

式中，Pe為發(fā)動機需求功率，Pv為車輛需求功率，Pb為需求電池功率。

3.2考慮傳動效率的瞬時控制策略

現(xiàn)有的控制策略一般只考慮發(fā)動機的燃油熱效率，而忽略傳動系統(tǒng)的效率。為了能夠進一步降低油耗，挖掘混合動力的潛力，需要在控制策略的設計中進一步考慮傳動系統(tǒng)的效率。雙模式混聯(lián)式混合動力傳動系統(tǒng)的輸入轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩，輸出轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩與電池充放電功率相互耦合。輸出轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩由駕駛員功率需求和車速確定，電池充放電功率和傳動系統(tǒng)的輸入功率由上一步的功率流分配確定，所以控制優(yōu)化量為傳動系統(tǒng)的輸入轉(zhuǎn)速，即發(fā)動機的轉(zhuǎn)速?？刂茊栴}轉(zhuǎn)化為在確定的傳動系統(tǒng)輸出狀態(tài)和輸入功率的情況下，確定發(fā)動機轉(zhuǎn)速，使得整車效率最高。整車效率最高可以等效為整車功率損失最小。

圖6　電池功率能力與功率系數(shù)

式中，f(x)為目標函數(shù)，為發(fā)動機熱損失和傳動系統(tǒng)的功率損失之和。x為優(yōu)化目標，這里為發(fā)動機轉(zhuǎn)速。gi(x)≥0為不等式約束，表示各部件轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和功率的約束。xmin≤x≤xmax表示發(fā)動機的轉(zhuǎn)速要在轉(zhuǎn)速允許范圍內(nèi)。

經(jīng)過優(yōu)化求解即可得到在每一需求發(fā)動機功率、電池功率和實際車速下，能夠使整車效率最高且滿足各約束條件的發(fā)動機控制轉(zhuǎn)速。

為了減少實車運行過程控制系統(tǒng)的計算量，控制系統(tǒng)將各種可能的發(fā)動機功率、電池功率和實際車速對應的最優(yōu)發(fā)動機轉(zhuǎn)速存儲在四維map圖中。實車運行時，控制系統(tǒng)通過查表得到需要的發(fā)動機轉(zhuǎn)速控制量，從而避免實時優(yōu)化帶來的巨大運算量。

3.3控制策略流程圖

控制策略模型如圖7所示，加速踏板開度被解釋為駕駛員需求功率后，和電池SOC信號一同傳入功率分配模塊，在綜合考慮電池SOC穩(wěn)定和發(fā)動機工作區(qū)優(yōu)化后，功率分配模塊將駕駛員需求功率分配給發(fā)動機需求功率和電池需求功率，再結(jié)合實際車速，發(fā)動機轉(zhuǎn)速計算模塊即可以得到優(yōu)化的發(fā)動機需求轉(zhuǎn)速。同時電機A/B轉(zhuǎn)矩計算模塊計算出需求的電機轉(zhuǎn)矩，從而輔助發(fā)動機達到目標轉(zhuǎn)速，并穩(wěn)定傳動系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩。

圖7　控制策略模型

4　仿真分析

為了能夠?qū)刂撇呗赃M行評估，使用Matlab/Simulink建立包括控制模塊在內(nèi)的整車模型，如圖8所示。圖9為采用的道路循環(huán)，此路況適用于對大功率越野車輛進行性能仿真。

圖8　整車Simulink模型

圖9　大功率越野車輛道路循環(huán)

圖10為仿真結(jié)果，分別為實際車速，發(fā)動機轉(zhuǎn)速，電機A和電機B的轉(zhuǎn)速。

圖10　仿真結(jié)果

以車速V=40km/h，發(fā)動機功率Pe=113kW，電池充放電功率Pb=0為特定工況進行深入分析，此時符合各部件約束條件的發(fā)動機允許轉(zhuǎn)速為2000～4200r/min。如圖11所示，在發(fā)動機轉(zhuǎn)速為2000～3000r/min時，發(fā)動機效率基本不變，但傳動效率從92％升至96％，提高了4％，整車效率相應提高了1.4％。由此可見，考慮了傳動效率的控制策略可以進一步提高車輛燃油經(jīng)濟性。

圖11　特定工況下的控制量優(yōu)化結(jié)果

5　結(jié)　論

1）對雙模式混聯(lián)式混合動力傳動系統(tǒng)中的行星齒輪、離合器等進行了效率分析?；趥鲃酉到y(tǒng)各部件效率分析，建立了傳動系統(tǒng)效率模型，為基于整車效率的控制策略的制定奠定了基礎。

2）提出了基于整車效率的控制策略，該控制策略能夠在維持電池SOC穩(wěn)定的前提下，對整車效率進行優(yōu)化，達到整車效率的瞬時最優(yōu)。

3）建立了雙模式混聯(lián)式混合動力車輛的Matlab/Simulink仿真模型，對上述控制策略進行了驗證。仿真結(jié)果驗證了該控制策略的可行性，為進一步優(yōu)化雙模式混聯(lián)式混合動力車輛的控制系統(tǒng)提供了依據(jù)。

參考文獻

[1]項昌樂，韓立金，劉輝，等.混聯(lián)混合動力車輛功率分流耦合機構特性分析[J].汽車工程，2010，32（3）：183-187.

[2]Yimin Gao，Mehrdad Ehsani. Hybrid Electric Vehicle：Overview and State of the Art [R].IEEE ISIE，2005，1：307-315.

[3]Jinming Liu，Huei Peng. Modeling and Control of a Power-Split Hybrid Vehicle[J].IEEE Transactions on Control Systems Technology，2008，16（6）：1242-1251.

[4]Schulz，M. Ci rculating Mech anical P ower i n a P ower-Split Hybrid Electric Vehicle Transmission[J].Proc.Institution of M echanical Engineers，Part D：J.Automobile En gineering，2004，218（12）：1419?1425.

[5]Tim M Grewe，Brendan M Conlon，Alan G Holmes. Defining the General Motors 2-Mode Hybrid Transmission[C].SAE Paper，2007.

[6]秦榮榮.行星輪系效率的計算方法初探[J].吉林工業(yè)大學學報，1990（1）：65-73.

[7]賈寶賢，邊文鳳.計算2K-H型行星輪系效率的簡便公式[J].機械設計，1992，9（1）：35-41.

[8]Pennestri E，F(xiàn)reudenstein F. Mechanical Efficiency of Epicyclic Gear Trains[J].Transactions o f t he AS ME，Journal o f Mechanical Design，1993，115（3）：645-651.

收稿日期：2014?06?30

文章編號：1002-4581（2016）01-0001-06

基金項目：國家自然科學基金資助項目（51005017）。

中圖分類號：U469.79

文獻標志碼：A

DOI：10.14175/j.issn.1002-4581.2016.01.001