基于傳動效率最優(yōu)的功率分流式混合動力汽車控制

汪少華, 李佳芯, 施德華, 孫曉強

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

目前,混合動力汽車一般分為3類:串聯(lián)式、并聯(lián)式和混聯(lián)式.混聯(lián)式多采用行星排結(jié)構(gòu)實現(xiàn)發(fā)動機和2個電動機輸出動力的耦合,從而實現(xiàn)轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩與車輪的完全解耦,使發(fā)動機運行在高效區(qū)域,有效簡化動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)[1].根據(jù)傳遞路徑的不同,功率分流系統(tǒng)包括機械路徑和電路徑2部分,其中機械路徑是將發(fā)動機功率直接傳輸?shù)杰囕?電氣路徑則是將發(fā)動機能量轉(zhuǎn)化為電能給電動機驅(qū)動車或者為電池充電[2].在車輛運行時,可通過改變行星排耦合機構(gòu)的傳動比,使得電動機和發(fā)動機進行協(xié)調(diào)工作[3],另一方面,發(fā)動機可根據(jù)實際工作需求進行開啟和關(guān)閉,也可利用電動機在車輛運行時進行制動能量回收,將動能轉(zhuǎn)化為電能存儲在電池中,可顯著提高燃油經(jīng)濟性[4].

M. DELKHOSH等[5]提出了降低發(fā)動機和電動機起動/停車頻率的策略,降低了燃油消耗與排放.王偉等[6]針對雙行星排式混合動力系統(tǒng),以燃油經(jīng)濟性為目標(biāo)，基于模糊理論提出了發(fā)動機最優(yōu)曲線控制策略.由于系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和控制策略的復(fù)雜度影響動力總成系統(tǒng)傳遞效率特性,基于發(fā)動機最優(yōu)曲線控制策略,雖使發(fā)動機運行在最優(yōu)曲線上以提升整車燃油經(jīng)濟性,但整車傳動效率未必最優(yōu),發(fā)動機輸出能量在傳遞過程中經(jīng)過轉(zhuǎn)化存在較大能量損耗.王慶年等[7]提出了基于瞬時最優(yōu)的功率分流混合動力汽車的控制算法,并使用Prius車型的參數(shù)進行仿真分析,相比于使用發(fā)動機最優(yōu)曲線的控制策略,燃油經(jīng)濟性有了較大的改善,但是并沒有考慮行星排特性和系統(tǒng)的傳遞效率.

對于混合動力汽車來說,動力電池本質(zhì)上起到功率調(diào)節(jié)器的作用,整車能量消耗最終均來自于發(fā)動機.因此,筆者從混合動力系統(tǒng)的傳遞效率出發(fā),基于杠桿法理論建立2個電動機與發(fā)動機轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和功率的傳動比特性,并通過分析系統(tǒng)的電功率和傳遞效率,通過控制發(fā)動機運行在機械點上或附近以提高整車的傳動效率,降低機械能和電能相互轉(zhuǎn)化時的損耗,從而提高整車燃油經(jīng)濟性.

1 機械點分析

1.1 結(jié)構(gòu)分析

整車傳動系統(tǒng)如圖1所示,包含1個發(fā)動機和2個電動機,其中發(fā)動機與前排行星架相連,電動機 MG1與前排太陽輪相連,電動機MG2與后排太陽輪相連,前排齒圈與后排行星架相連,后排齒圈固定,最終動力由輸出軸輸出.

圖1 整車傳動系統(tǒng)

采用杠桿法對動力耦合機構(gòu)進行動力學(xué)分析[8],其等效杠桿圖如圖2所示.

圖2 等效杠桿圖

齒圈 R1和行星架 C2之間存在相互作用的內(nèi)力矩Tin;TR2為動力耦合裝置的殼體作用在齒圈R2上的外力矩;Tout為動力耦合裝置輸出軸上受到的來源于整車的外力矩;Ten,TMG1和TMG2分別為發(fā)動機、電動機1、電動機2轉(zhuǎn)矩;nMG1,nMG2,nen分別為電動機1、電動機2、發(fā)動機的轉(zhuǎn)速;nout為輸出軸轉(zhuǎn)速.發(fā)動機到輸出軸的桿長度定義為1,a為電動機MG1到發(fā)動機的桿長度;b為電動機MG2到輸出軸的桿長度.當(dāng)整車傳動效率最高時,無電功率流動,發(fā)動機直接提供全部的輸出功率,此時的傳動比稱為機械點[9](mechanical point,MP).對于本研究的動力耦合機構(gòu),由于后排齒圈鎖止,在車輛行駛過程中MG2轉(zhuǎn)速不能為0, MG1不與發(fā)動機或輸出軸直接相連,當(dāng)MG1轉(zhuǎn)速可以為0時,電功率為0,因此系統(tǒng)僅存在1個機械點,由此可計算出功率分流系統(tǒng)的傳動比.

當(dāng)電動機MG1轉(zhuǎn)速為0時,機械點為

(1)

在驅(qū)動過程中假設(shè)只有發(fā)動機輸出功率,電池輸出功率為0,根據(jù)電功率平衡思想[10],PMG1=-PMG2,PMG1,PMG2分別為電動機1、電動機2的功率,可得

(2)

式中:ηMG1,ηMG2分別為電動機1和電動機2的效率,計算時均取0.85[11].

忽略各部件的轉(zhuǎn)動慣量,根據(jù)行星齒輪轉(zhuǎn)速關(guān)系、力矩平衡及功率平衡關(guān)系,由等效杠桿模型可得相應(yīng)的動力學(xué)方程:

(3)

定義R為傳動比,F(R)為復(fù)合分流式傳動效率,E(R) 為電功率比,有

(4)

(5)

(6)

式中:Pout為整車輸出功率;Pen為發(fā)動機功率;Pelc為電動機的電功率.

1.2 MG1的參數(shù)與發(fā)動機的比值關(guān)系

由式(3)得到MG1的參數(shù)對發(fā)動機的比值為

(7)

(8)

(9)

式中:kn1,kT1,kP1分別為MG1與發(fā)動機的轉(zhuǎn)速比、轉(zhuǎn)矩比、功率比.

圖3為MG1轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和功率對發(fā)動機的比值,由式(7)-(9)可知,MG1轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和功率對發(fā)動機比值由a,R決定,與b無關(guān).

由圖3可以看出:假設(shè)車速不變,隨著發(fā)動機轉(zhuǎn)速的增加,R變大,MG1的轉(zhuǎn)速方向由與發(fā)動機反向變成與發(fā)動機方向相同,而因耦合機構(gòu)特性,MG1轉(zhuǎn)矩對發(fā)動機的比值為定值,且與發(fā)動機轉(zhuǎn)矩方向相反;當(dāng)傳動比與機械點相等時,MG1轉(zhuǎn)速為0,此時MG1不工作,電功率為0,發(fā)動機功率經(jīng)機械路徑全部傳遞給車輪;當(dāng)R小于機械點時,MG1功率隨著R的減小迅速增大,且輸出功率為正,用于驅(qū)動車輛;當(dāng)R大于機械點時,MG1功率隨著R的增大而緩慢增大,且輸出功率為負,用于發(fā)電.

圖3 MG1轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和功率與發(fā)動機的比值

1.3 MG2的參數(shù)與發(fā)動機的比值關(guān)系

MG2的參數(shù)與發(fā)動機的比值可由式(3)得到

(10)

(11)

(12)

式中:kn2,kT2,kP2分別為MG2與發(fā)動機的轉(zhuǎn)速比、轉(zhuǎn)矩比、功率比.

由式(10)可知,MG2的轉(zhuǎn)速與發(fā)動機的比值由b，R決定,與a值無關(guān),即MG2轉(zhuǎn)速不受前行星排特性影響.若車速不變,隨著發(fā)動機轉(zhuǎn)速上升,MG2轉(zhuǎn)速對發(fā)動機轉(zhuǎn)速比值隨著R的變大而減小,且轉(zhuǎn)速方向與發(fā)動機轉(zhuǎn)速方向相同;因后排齒圈固定,MG2與輸出軸相連,則MG2的轉(zhuǎn)速隨輸出軸轉(zhuǎn)速變化，且不為0.MG2的轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和功率與發(fā)動機的比值如圖4所示.

圖4 MG2轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和功率與發(fā)動機的比值

從圖4可以看出:當(dāng)R大于機械點時,MG2轉(zhuǎn)矩隨R增大而增大,MG2轉(zhuǎn)矩方向與發(fā)動機方向相同,輸出功率為正,用于驅(qū)動車輛行駛;當(dāng)傳動比小于機械點時,MG2轉(zhuǎn)矩方向與發(fā)動機方向相反,此時MG2 輸出功率為負,產(chǎn)生功率循環(huán)現(xiàn)象,降低整車傳動效率,應(yīng)盡量避免此現(xiàn)象的發(fā)生.

1.4 傳動效率與電功率比

由式(1)-(6)得到該混合動力系統(tǒng)的傳動效率和電功率比分別為

(13)

(14)

由式(13)-(14)可知,傳動效率與電功率比由a和R決定.因為后行星排齒圈被固定,則傳動效率只有1個機械點,電功率比和傳動效率與R的關(guān)系如圖5所示.

圖5 電功率比和傳動效率曲線

從圖5可以看出:當(dāng)R小于機械點時,電功率比隨著R的減小而迅速變大,產(chǎn)生功率循環(huán)現(xiàn)象,使得整車的傳動效率隨傳動比的減小而迅速降低,此時應(yīng)盡量避免功率循環(huán)現(xiàn)象的產(chǎn)生;當(dāng)R大于機械點時,發(fā)動機與電動機進行功率分流,且電動機參與度越來越高,整車傳動效率隨著傳動比的增大而降低.當(dāng)R等于機械點時,電功率輸出為0,發(fā)動機功率經(jīng)機械路徑直接輸出到輸出軸,整車傳動效率最高.

2 控制策略

2.1 發(fā)動機最優(yōu)工作曲線控制策略

發(fā)動機最優(yōu)工作曲線控制策略指在發(fā)動機工作時通過令其運行在最優(yōu)曲線上降低發(fā)動機的瞬時油耗.發(fā)動機最優(yōu)工作曲線是由最佳工作點連接而成,最佳工作點為發(fā)動機等油耗曲線和等功率曲線的交點[12],發(fā)動機最優(yōu)工作曲線如圖6所示.本算法基于靜態(tài)發(fā)動機Map圖,根據(jù)需求功率查表初步確定發(fā)動機的理想工作點,并經(jīng)過MG1,MG2的轉(zhuǎn)速以及怠速等一系列外特性條件約束,得出發(fā)動機實際工作點,再根據(jù)動力學(xué)關(guān)系得出MG1,MG2的輸出轉(zhuǎn)矩.

圖6 發(fā)動機最優(yōu)工作曲線

2.2 機械點控制策略

由于發(fā)動機工作在最優(yōu)工作曲線上時系統(tǒng)傳動效率未必最優(yōu),從雙行星排式混合動力汽車的傳動效率最優(yōu)出發(fā),通過控制R的大小,讓發(fā)動機運行在機械點上或附近,保證具有較高整車傳動效率,通過降低整車能量轉(zhuǎn)化損失達到改善整車燃油經(jīng)濟性的目的.

機械點控制策略如圖7所示,當(dāng)R小于機械點i時,此時因存在功率循環(huán)現(xiàn)象,會顯著增加機械能與電能轉(zhuǎn)化時的能量損耗,應(yīng)使發(fā)動機運行在機械點上,避免功率循環(huán),提高整車的傳動效率.當(dāng)R大于機械點時,電功率輸出隨著R的增大而增大,此時由于不同形式能量轉(zhuǎn)化造成的能量損耗也增加,整車傳動效率降低,發(fā)動機熱效率也較低,此時設(shè)定閾值K,當(dāng)R大于K時,讓發(fā)動機運行在最優(yōu)曲線上,提高發(fā)動機熱效率.當(dāng)R大于機械點i并且小于K時,控制發(fā)動機轉(zhuǎn)速運行在此區(qū)間,保證較高的傳動效率.

圖7 機械點控制策略

表1為OOL控制策略和MP控制策略下發(fā)動機工作點的對比.OOL策略是讓發(fā)動機始終運行在發(fā)動機最優(yōu)曲線上,保證發(fā)動機的高效率,而MP策略則根據(jù)傳動比R值調(diào)節(jié)發(fā)動機轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩,提高燃油經(jīng)濟性.

表1 2種控制策略對比

對于混合動力汽車來說,動力電池本質(zhì)上起到功率調(diào)節(jié)器的作用,其最理想狀態(tài)是循環(huán)工況結(jié)束時動力電池SOC值與其初始值相同.因此,混合動力汽車其燃油經(jīng)濟性由發(fā)動機實際燃油消耗和電池SOC的變化量同時表征.為了選定合適的切換閾值K,對不同工況下的發(fā)動機實際油耗和電池SOC的變化進行分析.ΔSOC為初始值SOCint與SOC的差值:

ΔSOC=SOCint-SOC.

(15)

不同工況下R與整車油耗q和ΔSOC變化關(guān)系分別如圖8, 9所示.圖8為新歐洲行駛循環(huán)(new European drive cycle,NEDC)工況.圖9為城市道路駕駛循環(huán)(urban dynamometer driving schedule,UDDS)工況.不同工況下隨著R的變化,油耗q和ΔSOC也呈相應(yīng)的變化,為了避免電池SOC變化太大,取K為0.79.

圖8 NEDC工況

圖9 UDDS工況

3 仿真驗證

為了驗證基于傳動效率最優(yōu)的機械點控制策略的優(yōu)越性,基于MATLAB/Simulink構(gòu)建控制策略,在AVL/Cruise中搭建整車模型,整車模型與控制策略通過DLL文件進行離線聯(lián)合仿真,如圖10所示.

圖10 整車模型與控制策略

仿真采用NEDC工況,由城市工況和高速工況2部分組成.主要部件參數(shù)如表2所示.

表2 主要部件參數(shù)

發(fā)動機轉(zhuǎn)速曲線如圖11所示.MP策略通過R來調(diào)節(jié)發(fā)動機轉(zhuǎn)速,讓其運行在機械點上或附近以提高整車的傳動效率,此時的發(fā)動機轉(zhuǎn)速與車速相關(guān),隨著車速的增大而增大;在1 000～1 160 s時,OOL控制策略下發(fā)動機轉(zhuǎn)速明顯小于MP策略下的發(fā)動機轉(zhuǎn)速.

2種控制策略下電池SOC的變化曲線如圖12所示.相較于初始值,MP策略下電池SOC降低了0.04,最優(yōu)曲線控制策略下SOC降低0.08,但在800～1 160 s時,最優(yōu)曲線策略下的SOC變化較快,主要是因為聯(lián)合驅(qū)動時電動機輸出功率占比較大,快速消耗了電池電量,而機械點控制策略中,發(fā)動機運行在機械點上減少了電動機功率的輸出,如圖13所示,在800～1 160 s時,機械點策略下MG2的輸出功率明顯小于最優(yōu)曲線下MG2輸出功率,使得SOC波動較小.

圖11 發(fā)動機轉(zhuǎn)速曲線

圖12 電池SOC的變化曲線

圖13 MG2的功率曲線

電動機MG1工作點分布如圖14 所示.在OOL策略下,電動機 MG1的工作點分布較為離散,且在效率較低的區(qū)域內(nèi)分布較多.主要是以犧牲電動機MG1的效率保證發(fā)動機在最優(yōu)曲線上運行.機械點控制策略則盡量避開了功率循環(huán)現(xiàn)象,并使得MG1工作點集中分布在效率較高的區(qū)間內(nèi),保證了較高的整車傳動效率.

2種不同控制方法下的發(fā)動機工作點分布如圖15所示.OOL控制方法下發(fā)動機工作點運行在最佳工作曲線上,發(fā)動機效率較高,但整車效率不高.MP控制策略則是改變速比實現(xiàn)發(fā)動機轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié),讓發(fā)動機運行在機械點上或附近,減小電功率比使得電動機的輸出功率占比較低,雖然發(fā)動機工作點分布較散,但整車傳動效率得到了提高.仿真結(jié)果表明:相比于OOL控制策略,機械點控制策略在NEDC工況下整車等效油耗降低了8.5%的油耗,明顯改善了燃油經(jīng)濟性.

圖14 電動機MG1工作點分布圖

圖15 發(fā)動機工作點分布圖

不同工況下，2種控制策略下等效油耗對比如表3所示.在不同的工況下,MP策略與OOL策略相比較,發(fā)動機油耗得到明顯改善,且電池SOC始終在合理的范圍內(nèi)波動,整車等效油耗分別降低了8.5%,12.4%,8.8%,11.6%,明顯改善了整車燃油經(jīng)濟性.

表3 不同工況下等效油耗對比

4 結(jié) 論

針對一種采用雙行星排式動力耦合機構(gòu)的混合動力汽車,基于杠桿法理論對電動機轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩、功率與發(fā)動機的比值進行分析、并得到整車傳動效率、電功率與傳動比的關(guān)系,為整車能量管理策略的優(yōu)化設(shè)計提供了參考.為避免電功率循環(huán),保證整車傳動高效率,制定了機械點控制策略,通過分析不同工況下傳動比R與發(fā)動機油耗和SOC變化量的關(guān)系,優(yōu)選了切換閾值K,在改善燃油經(jīng)濟性地同時有效地維持電池的充放電平衡.基于AVL/Cruise和MATLAB/Simulink軟件進行了聯(lián)合仿真分析,仿真結(jié)果表明:針對行星排特性提出的MP控制策略,可盡量避免功率循環(huán)現(xiàn)象的發(fā)生,改善了功率分流式混合動力汽車的整車傳動效率,有效地提高了整車的燃油經(jīng)濟性,并使得電池SOC在更小的范圍內(nèi)波動,驗證了控制策略的合理性,為進一步設(shè)計開發(fā)雙行星排式HEV控制策略提供了參考.