功率分流式混合動力系統(tǒng)發(fā)動機(jī)起動平順性控制研究＊

程輝軍朱建新張彤王晨

（1.上海交通大學(xué)，上海 200240；2.科力遠(yuǎn)混合動力技術(shù)有限公司，上海 201501）

功率分流式混合動力系統(tǒng)發(fā)動機(jī)起動平順性控制研究＊

程輝軍1，2朱建新1，2張彤2王晨2

（1.上海交通大學(xué)，上海 200240；2.科力遠(yuǎn)混合動力技術(shù)有限公司，上海 201501）

為改善功率分流式混合動力系統(tǒng)純電動至混合動力模式切換性能設(shè)計了一套控制算法。通過發(fā)動機(jī)曲軸位置和拖轉(zhuǎn)扭矩預(yù)估行星架輸入端的阻力，在轉(zhuǎn)矩分配時將該扭矩作為輸入條件，從而消除因發(fā)動機(jī)拖轉(zhuǎn)扭矩波動導(dǎo)致的整車抖動；根據(jù)整車動力學(xué)模型設(shè)計狀態(tài)觀測器，以輸出軸轉(zhuǎn)速和輪邊轉(zhuǎn)速之差為反饋進(jìn)行閉環(huán)控制，以減少輸出軸轉(zhuǎn)速波動。通過模型仿真和實(shí)車試驗對該控制算法的有效性進(jìn)行驗證。

1 前言

搭載行星排耦合技術(shù)的功率分流系統(tǒng)的深度混合動力汽車不僅燃油利用率高、節(jié)能減排效果好，而且市場占有率高，已成為未來混合動力汽車的發(fā)展趨勢。在混合動力系統(tǒng)中，為了降低油耗和排放，汽車行駛過程中發(fā)動機(jī)的起停非常頻繁，因此提高發(fā)動機(jī)起動過程中整車的平順性變得尤為重要[1]。因功率分流式混合動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的原因，發(fā)動機(jī)、電機(jī)和驅(qū)動輪始終耦合在一起，任何一軸的扭矩波動都會影響到最終的扭矩輸出[2～3]。在起動和熄火過程中，由于發(fā)動機(jī)端扭矩會產(chǎn)生突變，導(dǎo)致整車在起動、熄火工況下抖動明顯，嚴(yán)重影響了車輛的平順性和駕駛感受。為了提升駕駛性能，需要研究一套針對此類問題的控制策略。

2 混合動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)原理及發(fā)動機(jī)起動過程介紹

2.1 結(jié)構(gòu)原理

功率分流式混合動力系統(tǒng)是指采用動力分離裝置將來自發(fā)動機(jī)的能量進(jìn)行合理分配，平衡發(fā)動機(jī)負(fù)荷，并形成多種動力傳遞模式的混聯(lián)式混合動力系統(tǒng)。目前功率分流系統(tǒng)一般采用具有多自由度、輸入輸出靈活可控、結(jié)構(gòu)緊湊、體積小、速比大等優(yōu)點(diǎn)的行星排結(jié)構(gòu)，其典型結(jié)構(gòu)有豐田單模和通用雙模為代表的功率分流深度混合動力系統(tǒng)。

所研究的功率分流式混合動力系統(tǒng)是一款雙行星排單?；旌蟿恿ο到y(tǒng)，如圖1所示。可知，行星架PC通過扭轉(zhuǎn)減振器與發(fā)動機(jī)相連，前行星排的太陽輪S1與電機(jī)MG1相連，后行星排的太陽輪S2與電機(jī)MG2相連，前行星排外齒圈R1通過主減速器和差速器的連接將動力輸出到驅(qū)動輪上。另外，在箱體內(nèi)部設(shè)計了兩個濕式制動器B1和B2，必要時可以在系統(tǒng)工作過程中閉合其中一個來提高系統(tǒng)工作效率[4]。

該系統(tǒng)共有4種基本運(yùn)行模式。在純電動模式下，通過制動器鎖止與發(fā)動機(jī)相連的行星架，由大小電機(jī)驅(qū)動整車實(shí)現(xiàn)純電動行駛；在車輛靜止?fàn)顟B(tài)下，可以原地起動發(fā)動機(jī)實(shí)現(xiàn)怠速發(fā)電；在急加速時，兩個電機(jī)和發(fā)動機(jī)共同驅(qū)動行駛，滿足大扭矩需求；在中高速行駛時，通過離合器鎖止小電機(jī)，實(shí)現(xiàn)定速比驅(qū)動，降低中高速油耗[5]。

圖1 雙行星排單模混合動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖

2.2 發(fā)動機(jī)起動過程

該系統(tǒng)的發(fā)動機(jī)起動過程與傳統(tǒng)的起動方式不同，在靜止或行駛過程中，整車控制器（HCU）根據(jù)當(dāng)前剩余電量（SOC）、電池允許充放電功率、車速及加速踏板等信號判斷起動條件。當(dāng)整車控制認(rèn)為需要起動發(fā)動機(jī)時，控制電機(jī)MG1將發(fā)動機(jī)以設(shè)定的扭矩曲線拖轉(zhuǎn)到滿足點(diǎn)火的轉(zhuǎn)速，同時協(xié)調(diào)發(fā)動機(jī)完成起動過程，發(fā)動機(jī)起動完成后立即進(jìn)入扭矩模式。在整個起動過程中，發(fā)動機(jī)倒拖到點(diǎn)火過程的扭矩沖擊將被完全傳遞到輸出軸上，處理不當(dāng)將引起扭矩波動。加入控制算法前的波動數(shù)據(jù)如圖2所示。

圖2 加入控制算法前發(fā)動機(jī)起動過程抖動數(shù)據(jù)

可以看出，車輛抖動由兩部分組成，剛開始拖轉(zhuǎn)發(fā)動機(jī)時，由于發(fā)動機(jī)倒拖阻力會隨著曲軸位置和轉(zhuǎn)速發(fā)生變化，經(jīng)過扭轉(zhuǎn)減振器過濾后傳遞到行星架輸入軸上；另一部分則發(fā)生在發(fā)動機(jī)點(diǎn)火瞬間，由于發(fā)動機(jī)從負(fù)扭矩到正扭矩發(fā)生跳變，也將扭矩波動傳遞過來，整車出現(xiàn)聳車現(xiàn)象。

3 數(shù)學(xué)模型的建立

3.1 發(fā)動機(jī)點(diǎn)火前控制算法

通過動力學(xué)原理和系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特性，可以將混合動力系統(tǒng)簡化成圖3所示的數(shù)學(xué)模型，其中Je為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)動慣量，Jst為行星架轉(zhuǎn)動慣量，Js1為電機(jī)1轉(zhuǎn)動慣量，Js2為電機(jī)2轉(zhuǎn)動慣量，Jbd為整車等效到輸出軸轉(zhuǎn)動慣量，Jti為輪胎轉(zhuǎn)動慣量，Jrg為差速器總成轉(zhuǎn)動慣量，Kd為扭轉(zhuǎn)減振器彈簧剛度，Cd為扭轉(zhuǎn)減振器等效阻尼。

根據(jù)傳動系統(tǒng)模型及動力學(xué)原理可得：

式中，Tf為扭轉(zhuǎn)減振器兩端受到的彈簧力；Te為發(fā)動機(jī)輸出扭矩；Tst為行星架上輸出扭矩；ωst為行星架角速度；ωe為發(fā)動機(jī)角速度；θst為行星架轉(zhuǎn)過的角度；θe為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)過的角度。

同理，對行星齒輪分析可以得：

式中，ω˙e1、ω˙e2為電機(jī)MG1和MG2的角速度；Te1、Te2為電機(jī)MG1和MG2的輸出扭矩；Tso1、Tso2為前、后行星排太陽輪上的輸出扭矩；ω˙Ho為外齒圈的角速度；JHo為外齒圈的轉(zhuǎn)動慣量；THL為輪邊阻力等效到外齒圈的扭矩；THo為外齒圈的輸出扭矩。

根據(jù)力矩平衡公式可以得到：

式中，io1為前行星排太陽輪到外齒圈的傳動比；io2為后行星排太陽輪到外齒圈的傳動比。

根據(jù)雙行星排轉(zhuǎn)速關(guān)系可得：

根據(jù)式（1）～式（9）可以得出狀態(tài)方程：

式中，aij、bij為與慣量和剛度阻尼相關(guān)的系數(shù)。

根據(jù)狀態(tài)方程（10）可得：

式中，Ge(s)、Ge1(s)、Ge2(s)、GHL(s)分別是發(fā)動機(jī)、電機(jī)MG1、電機(jī)MG2和路面載荷作為輸入，彈簧力為輸出的傳遞函數(shù)。

為了方便計算，可以將發(fā)動機(jī)阻力Te分解成穩(wěn)態(tài)分量Te_cont和動態(tài)ΔTe兩部分組成。其中，Te_cont主要是受發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和機(jī)油溫度影響，ΔTe主要受發(fā)動機(jī)曲軸位置影響。把Tf分解成Tf_cont和ΔTf，同理將起動過程中的電機(jī)補(bǔ)償扭矩分成Te1_cont和ΔTe1兩個部分，Te2_cont和ΔTe2兩個部分，因此式（11）式可以表示為：

其中對式（12），可以設(shè)定已知THo、THL、ωst和Tf，根據(jù)式（3）～式（9）得到Te1_cont、Te2_cont。只要通過控制算法使ΔTf=0，發(fā)動機(jī)起動過程中的沖擊將不再影響行星排的輸入，從而降低整車抖動。

以ΔTf=0為目標(biāo)，行星排扭矩輸出THo保持不變，結(jié)合式（3）～式（9）和式（13）可以得到ΔTe1和ΔTe2。具體控制算法如圖4所示。

圖4 發(fā)動機(jī)補(bǔ)償扭矩算法

發(fā)動機(jī)在點(diǎn)火成功前的扭矩τe_cont主要與發(fā)動機(jī)當(dāng)前水溫和轉(zhuǎn)速相關(guān)，可以通過試驗法結(jié)合理論估算得出近似值。Δτe與發(fā)動機(jī)曲軸轉(zhuǎn)角和轉(zhuǎn)速相關(guān)，可以通過理論計算結(jié)合試驗法得到，如圖5所示。

圖5 發(fā)動機(jī)不同轉(zhuǎn)速下的倒拖阻力矩曲線

3.2 發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后控制算法

在發(fā)動機(jī)點(diǎn)火瞬間或輸出扭矩發(fā)生改變時，整車會出現(xiàn)低頻抖動，嚴(yán)重影響駕駛性。為了有效消除這種低頻抖動，通過對輸出軸后半部分進(jìn)行分析，可以等效成圖6所示系統(tǒng)。

圖6 輪邊輸出等效模型示意

根據(jù)輪邊輸出等效模型，可以得到以下方程：

式中，Jb為整車等效轉(zhuǎn)動慣量；JHo傳動系統(tǒng)的等效慣量；Cb為整車等效阻尼；Kb為整車等效剛度；ωHo為外齒圈轉(zhuǎn)速；ωb為輪胎上的轉(zhuǎn)速（等效到外齒圈）；θHo為外齒圈轉(zhuǎn)動角度；θb為輪胎轉(zhuǎn)動角度（等效到外齒圈）；THL為路面摩擦阻力，可以假設(shè)為恒定值，即T˙HL=0。

建立狀態(tài)方程：

為了提高系統(tǒng)穩(wěn)定性，將信號作為閉環(huán)調(diào)節(jié)，THo為：

其中，THo_ref是設(shè)定輪邊驅(qū)動力，f是反饋系數(shù)。通過調(diào)節(jié)f值，可以使得系統(tǒng)的閉環(huán)極點(diǎn)落在實(shí)軸上并盡可能遠(yuǎn)離虛軸。

通常情況下可以通過圖7的方式來確定需要配置的極點(diǎn)。系統(tǒng)在開環(huán)狀態(tài)下有3個極點(diǎn)，其中一個落在原點(diǎn)，另外兩個極點(diǎn)是一對共軛復(fù)根，當(dāng)f增大時，其會逐漸接近實(shí)軸變成重根（圖中b位置）。當(dāng)f繼續(xù)增大時，系統(tǒng)的兩個極點(diǎn)往b點(diǎn)左側(cè)移動，但是系統(tǒng)的響應(yīng)速度將變慢。在本研究對象中，配置極點(diǎn)在b位置處，能夠取得較好的效果。

圖7 根軌跡法計算反饋系數(shù)示意

實(shí)車運(yùn)行過程中，方程中的ωHo可以直接通過電機(jī)測得，但是ωb很難直接測量，因此通過設(shè)計狀態(tài)觀察器的方式來觀察出ωb。根據(jù)狀態(tài)方程（16），輸出ωHo作為反饋，設(shè)計狀態(tài)觀察器并將其離散化，具體如下：

式中，F(xiàn)ob為狀態(tài)觀察器反饋系數(shù)；是狀態(tài)變量估計值；是觀察出的輪邊轉(zhuǎn)速。

3.3 整體控制算法

結(jié)合以上兩種算法的優(yōu)點(diǎn)，在發(fā)動機(jī)點(diǎn)火之前采用傳遞函數(shù)估算輸入扭矩的前饋算法，在發(fā)動機(jī)點(diǎn)火瞬間或其它扭矩突變時，采用反饋算法，兩者之間根據(jù)狀態(tài)切換，總體算法框圖如圖8所示。

4 仿真分析

為了更好地模擬實(shí)車中發(fā)動機(jī)的起動過程，在Matlab/Simscape下搭建整車傳動系統(tǒng)的物理模型。根據(jù)數(shù)學(xué)模型在Matlab環(huán)境中編寫m文件，求出、，再計算出當(dāng)前扭轉(zhuǎn)減振器彈簧力Tf。在Simulink下根據(jù)式（1）～式（9）求解出電機(jī)扭矩。使用Simulink建模驗證控制算法，仿真結(jié)果如圖9所示?？梢钥闯?，通過傳遞函數(shù)估算的彈簧力和實(shí)際彈簧力在發(fā)動機(jī)拖轉(zhuǎn)過程中完全重合；在使用以上控制算法后，輸出軸扭矩、加速度和轉(zhuǎn)速波動得到顯著改善。

圖8 整體控制算法

圖9 仿真結(jié)果對比

5 實(shí)車驗證

將控制算法在Matlab/Simulink中完成建模并通過模型在環(huán)（MIL）測試，使用dSPACE TargetLink軟件在環(huán)（SIL）測試后，直接生成應(yīng)用層C代碼和a2l文件，將應(yīng)用層代碼和底層代碼合并編譯后生成格式為HEX和a2l的程序文件。通過INCA將HEX文件刷寫到整車控制器中。在實(shí)車發(fā)動機(jī)起動過程中，主觀的振動感受明顯改善，通過座椅下加速度傳感器測量結(jié)果（圖10）可以明顯看到兩者的區(qū)別。

圖10 加速度傳感器測量結(jié)果對比

圖11為起動電機(jī)疊加補(bǔ)償力矩后的對比圖，電機(jī)最大扭矩為±90 N·m，需求扭矩在電機(jī)能力范圍之內(nèi)。

圖11 補(bǔ)償扭矩對比

1 Chen Jiashiun,Hwang Hsiuying.Engine automatic start–stop dynamic analysis and vibration reduction for a twomode hybrid vehicle.Journal of Automobile Engineering, 2013,227:1303.

2 Sugimura H,Takeda M,Takei M,et al.Development of HEV Engine Start-Shock Prediction Technique Combining Motor Generator System Control and Multi-Body Dynamics(MBD) Models.SAE Papper,2013-01-2007.

3 劉振軍，趙江靈，秦大同,等.混合動力汽車純電動工況起動發(fā)動機(jī)特性研究.重慶理工大學(xué)學(xué)報,2013,27（11）:1～7.

4 于海生，張建武，張彤，等.電磁功率分流混合動力汽車傳動控制模式研究.農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報，2012,43（6）:1～7.

5 張彤,余衛(wèi),馬智濤，等.一種雙行星排四軸傳動裝置.中國專利,102022489A.2011-3-30.

（責(zé)任編輯晨 曦）

修改稿收到日期為2016年5月1日。

Engine Start Control Study of Power-split Hybrid Electrical System

Cheng huijun1,2,Zhu Jianxin1,2,Zhang Tong2,Wang Chen2
（1.Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200240;2.Corun CHS Hybrid Technology Co.,Ltd.,Shanghai 201501）

In order to improve the switching performance from electric mode to hybrid mode in power-split hybrid system,a control algorithm was designed.Planetary carrier input end resistance was estimated according to engine crankshaft position and dragging torque,which was used as input condition in torque distribution,thus eliminating vehicle trembling caused by engine dragging torque fluctuation;according to vehicle dynamic model design state observer,the difference between output shaft speed and wheel speed was used as feedback for closed-loop control,thus to reduce output shaft speed fluctuation.Validity of this control algorithm was verified through model simulation and vehicle test.

Hybrid vehicle,Power-split,Engine,Start control

混合動力 功率分流 發(fā)動機(jī) 起動控制

U461.4

A

1000-3703（2016）12-0015-05

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃項目（2011AA11A20）、國家自然科學(xué)基金（51275355）資助。