功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制*

趙治國(guó)，唐旭輝，付 靖，范佳琦

（同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804）

前言

功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)利用行星排機(jī)構(gòu)將電機(jī)與發(fā)動(dòng)機(jī)耦合在一起，可實(shí)現(xiàn)無級(jí)變速和發(fā)動(dòng)機(jī)與車輪端的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩解耦［1］，已被廣泛應(yīng)用于混合動(dòng)力汽車。由于其結(jié)構(gòu)特殊性，發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)由扭轉(zhuǎn)減振器直接與行星架相連，發(fā)動(dòng)機(jī)起停導(dǎo)致的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)經(jīng)過傳動(dòng)系作用在車輪端，嚴(yán)重影響整車駕駛平順性。發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)階段存在的低速脈動(dòng)阻力矩受曲軸初始位置影響較大［2］，合適的曲軸初始位置可縮短發(fā)動(dòng)機(jī)再起動(dòng)時(shí)間［3］、降低燃油消耗［4］、改善發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)振動(dòng)［5］。因此，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程進(jìn)行優(yōu)化控制對(duì)保證最優(yōu)停機(jī)位置、改善發(fā)動(dòng)機(jī)起停性能和提高駕駛舒適性具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)位置進(jìn)行了研究。Kataoka等［6］提出當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸初始位置為上止點(diǎn)前60°時(shí)拖轉(zhuǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)所需的電機(jī)轉(zhuǎn)矩最小。Ueda等［7］研究發(fā)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)時(shí)多數(shù)情況下活塞停止在上止點(diǎn)前60°～120°范圍內(nèi)，且此范圍可保證發(fā)動(dòng)機(jī)快速再起動(dòng)。Guo等［2］以增程式電動(dòng)汽車為研究對(duì)象，提出初始曲軸轉(zhuǎn)角為91°時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)再起動(dòng)所引起的整車縱向沖擊最小。Liu等［8］發(fā)現(xiàn)初始曲軸位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)有顯著影響，并導(dǎo)致動(dòng)力系統(tǒng)出現(xiàn)不同的瞬態(tài)響應(yīng)，通過仿真分析得到初始曲軸位置在上止點(diǎn)后70°時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過程整車縱向振動(dòng)最小?？梢姡槍?duì)不同動(dòng)力系統(tǒng)和優(yōu)化目標(biāo)，發(fā)動(dòng)機(jī)最優(yōu)停機(jī)位置不盡相同，因此需要依據(jù)動(dòng)力系統(tǒng)及研究目的進(jìn)行具體分析。

在發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制方面，大多數(shù)研究都是將發(fā)動(dòng)機(jī)起停過程同時(shí)考慮［9-11］，未涉及停機(jī)過程對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)再次起動(dòng)的影響。為使發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸停止在目標(biāo)位置附近，Cheung等［3］利用發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)過上止點(diǎn)的轉(zhuǎn)速計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降參考軌跡，并控制電機(jī)輸出相應(yīng)轉(zhuǎn)矩對(duì)其進(jìn)行跟蹤。尹國(guó)慧等［12］根據(jù)ISG電機(jī)轉(zhuǎn)速、角度和預(yù)存的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩表，通過角度位置閉環(huán)控制算法計(jì)算ISG電機(jī)轉(zhuǎn)矩進(jìn)而將發(fā)動(dòng)機(jī)停止在目標(biāo)位置。但在功率分流傳動(dòng)系中，各個(gè)動(dòng)力元件通過行星排連接，無法通過電機(jī)轉(zhuǎn)子位置直接控制發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸位置；且不當(dāng)?shù)碾姍C(jī)轉(zhuǎn)矩介入會(huì)引起較大的整車縱向沖擊，因此需要協(xié)調(diào)控制電機(jī)、制動(dòng)器等動(dòng)作元件共同作用以實(shí)現(xiàn)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程的優(yōu)化控制。

本文中以雙行星排功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)為研究對(duì)象，確定最有利于發(fā)動(dòng)機(jī)再次起動(dòng)的曲軸轉(zhuǎn)角為其最優(yōu)停機(jī)位置，設(shè)計(jì)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略，并進(jìn)行仿真分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，保證了發(fā)動(dòng)機(jī)停止在最優(yōu)位置±6°范圍內(nèi)和停機(jī)過程整車駕駛平順性，對(duì)于其他動(dòng)力系統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制具有參考意義。

1 模式切換過程動(dòng)態(tài)建模

1.1 功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

本文中研究對(duì)象為復(fù)合功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)［13］，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由發(fā)動(dòng)機(jī)、小電機(jī)MG1和大電機(jī)MG2、濕式制動(dòng)器B1和B2以及共用行星架和齒圈的雙行星排功率分流裝置組成。其中，前排小太陽輪S1、后排大太陽輪S2分別與電機(jī)MG1、MG2連接，行星架C1（C2）連接發(fā)動(dòng)機(jī)，齒圈R1（R2）連接輸出端，濕式制動(dòng)器B1、B2分別用于鎖止發(fā)動(dòng)機(jī)和MG1。

圖1 復(fù)合功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

不考慮各傳動(dòng)軸剛度和阻尼、行星輪轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和齒輪間隙的影響，將太陽輪、行星架和齒圈轉(zhuǎn)動(dòng)慣量等效至電機(jī)、發(fā)動(dòng)機(jī)和輸出端［14］，建立傳動(dòng)系動(dòng)力學(xué)和運(yùn)動(dòng)學(xué)關(guān)系式如下：

式中：T為轉(zhuǎn)矩；I為等效轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；θ·· 為角加速度；下角標(biāo)MG1、MG2分別表示電機(jī)和大電機(jī)，ENG表示發(fā)動(dòng)機(jī)，L表示輸出端（包括齒圈、整車、車輪和半軸等），S1和S2分別表示小太陽輪和大太陽輪，C1表示行星架，R1表示齒圈。

1.2 e-CVT至純電動(dòng)模式切換過程分析

發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)時(shí)，功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)由e-CVT混合動(dòng)力模式切換至純電動(dòng)模式，如圖2所示。采用杠桿法［15］對(duì)模式切換過程進(jìn)行分析：e-CVT混合動(dòng)力模式下，電機(jī)調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)使發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和車速下降至系統(tǒng)滿足模式切換條件時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)斷油熄火動(dòng)力中斷，輸出轉(zhuǎn)矩由正向力矩變?yōu)榈雇献枇?，利用電機(jī)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行拖轉(zhuǎn)，使發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速平穩(wěn)下降至零，系統(tǒng)進(jìn)入純電動(dòng)模式；同時(shí)為防止發(fā)動(dòng)機(jī)反轉(zhuǎn)，濕式制動(dòng)器B1接合。下文將利用濕式制動(dòng)器B1輔助發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)以實(shí)現(xiàn)對(duì)停機(jī)位置的控制。

圖2 功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)模式切換杠桿圖

各軸轉(zhuǎn)速滿足相似三角關(guān)系，建立傳動(dòng)系角加速度關(guān)系式：

根據(jù)杠桿平衡原理，建立傳動(dòng)系轉(zhuǎn)矩平衡方程：

式中：i1、i2分別為前后行星排速比。

1.3 發(fā)動(dòng)機(jī)阻力矩模型

考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)倒拖阻力矩主要由泵氣阻力矩、活塞往復(fù)慣性阻力矩、摩擦阻力矩和附件運(yùn)行阻力矩組成，本文中采用理論與試驗(yàn)相結(jié)合的方法［16］建立發(fā)動(dòng)機(jī)倒拖阻力矩模型。利用臺(tái)架試驗(yàn)測(cè)量氣缸泵氣壓力和摩擦阻力矩，利用理論公式計(jì)算泵氣阻力矩和活塞往復(fù)慣性阻力矩，再利用節(jié)氣門開度試驗(yàn)、固定轉(zhuǎn)矩拖轉(zhuǎn)等試驗(yàn)進(jìn)行修正，最終得到圖3所示發(fā)動(dòng)機(jī)阻力矩曲線。

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)阻力矩

2 發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制

2.1 最優(yōu)停機(jī)位置確定

基于Matlab/Simulink平臺(tái)搭建上述功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)動(dòng)力傳動(dòng)系模型，選擇不同初始曲軸轉(zhuǎn)角0～180°（設(shè)定0°對(duì)應(yīng)第一缸上止點(diǎn)）且每隔1°進(jìn)行一次發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過程仿真，得到圖4所示仿真結(jié)果。定義整車縱向沖擊度為車輛縱向加速度對(duì)時(shí)間的變化率，切換時(shí)間為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速由0至穩(wěn)定輸出正向轉(zhuǎn)矩所經(jīng)歷的時(shí)間。

圖4 發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過程仿真結(jié)果

由圖4可見，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過程整車縱向沖擊度幅值與切換時(shí)間均受到初始曲軸轉(zhuǎn)角的影響。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)初始曲軸轉(zhuǎn)角為108°時(shí)，整車縱向沖擊度幅值最??；且當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)初始曲軸轉(zhuǎn)角位于105°～129°時(shí)，切換時(shí)間最小。綜合考慮，可確定最有利于發(fā)動(dòng)機(jī)再次起動(dòng)的初始曲軸轉(zhuǎn)角為108°，并設(shè)定其為發(fā)動(dòng)機(jī)最優(yōu)停機(jī)位置。對(duì)于四缸發(fā)動(dòng)機(jī)，一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)最優(yōu)停機(jī)位置分別為曲軸轉(zhuǎn)角在108、288、468和648°時(shí)。

2.2 發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡設(shè)計(jì)

發(fā)動(dòng)機(jī)斷油熄火后存在的低速脈動(dòng)阻力矩是造成模式切換過程整車平順性較差的重要原因之一，為發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡可減小停機(jī)帶來的沖擊。

本文中從發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降快慢和整車平順性兩方面確定代價(jià)函數(shù)：

式中：λ1和λ2分別為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降時(shí)間和整車駕駛平順性的權(quán)重系數(shù)。

考慮行星排機(jī)械傳動(dòng)效率，將式（8）改寫為

式中：η1和η2分別為前后行星排的傳動(dòng)效率。

根據(jù)式（1）～式（7）和式（10），求得發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程角加速度和等效輸出端角加速度分別為

選取發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和曲軸轉(zhuǎn)角為狀態(tài)量，電機(jī)MG1和MG2輸出轉(zhuǎn)矩克服發(fā)動(dòng)機(jī)阻力矩，拖轉(zhuǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)由當(dāng)前狀態(tài)到達(dá)另一狀態(tài)，且產(chǎn)生相應(yīng)的代價(jià)函數(shù)值。選取發(fā)動(dòng)機(jī)斷油熄火時(shí)的狀態(tài)為起點(diǎn)，發(fā)動(dòng)機(jī)到達(dá)零轉(zhuǎn)速時(shí)的狀態(tài)為終點(diǎn)，利用動(dòng)態(tài)規(guī)劃算法，以整個(gè)過程代價(jià)函數(shù)值最小為目標(biāo)，求解發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡。

以車速低于40 km/h且發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速低于1 100 r/min為模式切換條件，得到圖5所示發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程不同起止?fàn)顟B(tài)對(duì)應(yīng)的最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡。

2.3 發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)控制策略

基于2.1節(jié)得到的發(fā)動(dòng)機(jī)最優(yōu)停機(jī)位置，選擇2.2節(jié)與之相對(duì)應(yīng)的最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡進(jìn)行跟蹤，即可在保證整車平順性的前提下實(shí)現(xiàn)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)位置的初步控制。但是，由于系統(tǒng)存在參數(shù)攝動(dòng)、響應(yīng)延遲等問題，且發(fā)動(dòng)機(jī)瞬態(tài)阻力矩變化較大，仿真和試驗(yàn)過程中很難實(shí)現(xiàn)對(duì)最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡的完全跟蹤。因此，本文中設(shè)計(jì)了發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略，與圖2分析相對(duì)應(yīng)，將停機(jī)過程劃分為4個(gè)階段，如圖6所示。

（1）混合動(dòng)力階段，發(fā)動(dòng)機(jī)未斷油熄火，電機(jī)MG1、MG2調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)使發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速迅速下降。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡

（2）最優(yōu)轉(zhuǎn)速軌跡跟蹤階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降至系統(tǒng)滿足模式切換條件，發(fā)動(dòng)機(jī)斷油熄火，電機(jī)MG1、MG2調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)最優(yōu)轉(zhuǎn)速軌跡進(jìn)行跟蹤。設(shè)計(jì)PID閉環(huán)控制器，將發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際轉(zhuǎn)速與期望轉(zhuǎn)速作差，經(jīng)PID控制器輸出發(fā)動(dòng)機(jī)期望角加速度，根據(jù)式（14）和式（15）計(jì)算用于拖轉(zhuǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)矩TMG1_crank和TMG2_crank。

（3）停機(jī)位置調(diào)節(jié)階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降至200 r/min以下時(shí)波動(dòng)較大，嚴(yán)重影響最優(yōu)轉(zhuǎn)速軌跡的跟蹤效果，因此利用電機(jī)MG1、MG2輸出轉(zhuǎn)矩對(duì)曲軸轉(zhuǎn)角進(jìn)行實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)。區(qū)別于階段2，該階段首先確定目標(biāo)曲軸轉(zhuǎn)角與當(dāng)前曲軸轉(zhuǎn)角的角度差Δθ，由當(dāng)前發(fā)動(dòng)機(jī)角速度根據(jù)式（16）實(shí)時(shí)計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)期望角加速度并利用式（14）和式（15）計(jì)算當(dāng)前MG1、MG2需求轉(zhuǎn)矩。

（4）制動(dòng)器輔助階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降至25 r/min以下時(shí)，可利用制動(dòng)器B1鎖止發(fā)動(dòng)機(jī)輸出軸，防止轉(zhuǎn)速在0附近振蕩。若曲軸轉(zhuǎn)角在最優(yōu)停機(jī)位置±5°范圍內(nèi)，則制動(dòng)器接合；否則以一恒定角加速度過渡至階段3繼續(xù)進(jìn)行調(diào)節(jié)。

3 仿真與結(jié)果分析

基于Matlab/Simulink平臺(tái)搭建上述控制策略模型，對(duì)所提出的發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略進(jìn)行驗(yàn)證。整車及零部件參數(shù)如表1所示，仿真結(jié)果如圖7所示。

由圖7（a）可見，發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程共經(jīng)歷4個(gè)階段：“5”代表混合動(dòng)力階段，在電機(jī)MG1和MG2的調(diào)節(jié)作用下，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速由1 300下降至1 100 r/min，系統(tǒng)滿足模式切換條件；“6”代表最優(yōu)轉(zhuǎn)速軌跡跟蹤階段，“7”代表停機(jī)位置調(diào)節(jié)階段，“8”代表制動(dòng)器輔助階段。結(jié)合圖7（a）和圖7（b）可知，最優(yōu)轉(zhuǎn)速軌跡跟蹤階段發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降較為平緩，沖擊度在18.43 s到達(dá)峰值16.60 m/s3；18.51 s時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速小于200 r/min，進(jìn)入停機(jī)位置調(diào)節(jié)階段，在電機(jī)轉(zhuǎn)矩的調(diào)節(jié)作用下，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)較大，沖擊度在18.67 s到達(dá)最大幅值19.73 m/s3，曲軸轉(zhuǎn)角緩慢變化至19.189 s到達(dá)最優(yōu)停機(jī)位置附近，制動(dòng)器B1將發(fā)動(dòng)機(jī)鎖止，進(jìn)入純電動(dòng)模式。圖7（c）為電機(jī)MG1和MG2轉(zhuǎn)矩變化曲線，為調(diào)節(jié)曲軸轉(zhuǎn)角，停機(jī)位置調(diào)節(jié)階段電機(jī)轉(zhuǎn)矩變化較大。由圖7（d）可見，最優(yōu)轉(zhuǎn)速軌跡跟蹤階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速較大時(shí)阻力矩波動(dòng)較小，隨著轉(zhuǎn)速降低至怠速以下，阻力矩波動(dòng)變大；當(dāng)制動(dòng)器油壓上升至0.5 MPa，發(fā)動(dòng)機(jī)被鎖止。

表1 整車及零部件參數(shù)

為驗(yàn)證所提出的發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略的普遍適用性，改變發(fā)動(dòng)機(jī)斷油熄火時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角，得到如表2所示仿真結(jié)果。由10組停機(jī)位置和沖擊度結(jié)果可得，該優(yōu)化控制策略可將發(fā)動(dòng)機(jī)停止在最優(yōu)位置±6°CA范圍內(nèi)，且保證了發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程的整車駕駛平順性。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略重復(fù)驗(yàn)證

圖7 發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程仿真結(jié)果圖

4 臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證所提出的發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略的有效性，在半消聲室環(huán)境中搭建了如圖8所示功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)動(dòng)態(tài)性能測(cè)試臺(tái)架。臺(tái)架主要由驅(qū)動(dòng)電機(jī)、功率分流變速器、差速器、半軸和測(cè)功機(jī)組成。測(cè)功機(jī)模擬輸出端負(fù)載，驅(qū)動(dòng)電機(jī)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)輸出正向轉(zhuǎn)矩及倒拖阻力矩。

圖8 功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)動(dòng)態(tài)性能測(cè)試臺(tái)架

圖9 為臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)方案，利用MATLAB/Simulink自動(dòng)代碼生成工具鏈，將所設(shè)計(jì)的發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略自動(dòng)生成C代碼，下載到RapidECU控制器中；控制器通過CAN總線與試驗(yàn)臺(tái)架、測(cè)功機(jī)系統(tǒng)控制柜通信；上位機(jī)通過標(biāo)定協(xié)議與控制器通信，發(fā)送轉(zhuǎn)矩指令等至試驗(yàn)臺(tái)架并接收轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩等實(shí)際測(cè)量值。

圖9 臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)方案

臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果如圖10所示，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速由1 100 r/min以上波動(dòng)下降，分別經(jīng)過混合動(dòng)力階段、最優(yōu)轉(zhuǎn)速軌跡跟蹤階段、停機(jī)位置調(diào)節(jié)階段和制動(dòng)器輔助階段，最終曲軸停止在102°CA。停機(jī)過程中，沖擊度較大幅值出現(xiàn)在曲軸停止時(shí)刻附近，最大幅值為24.17 m/s3。驅(qū)動(dòng)電機(jī)采用轉(zhuǎn)矩控制模式以模擬發(fā)動(dòng)機(jī)輸出倒拖阻力矩，如圖10（c）所示；MG1和MG2采用轉(zhuǎn)矩控制模式以調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。試驗(yàn)結(jié)果表明，所提出的發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略可有效控制發(fā)動(dòng)機(jī)停止在最優(yōu)位置±6°CA范圍內(nèi)，且保證了發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程的整車駕駛平順性。

圖10 發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果圖

5 結(jié)論

針對(duì)功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)，為改善e-CVT混合動(dòng)力模式與純電動(dòng)模式切換過程整車縱向駕駛平順性，研究了發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略，研究結(jié)論如下：

（1）建立了功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)模式切換過程動(dòng)態(tài)模型，并采用杠桿法對(duì)e-CVT至純電動(dòng)模式切換過程進(jìn)行了分析；

（2）選擇不同初始曲軸轉(zhuǎn)角對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過程進(jìn)行仿真，確定最有利于減小整車縱向沖擊度和起動(dòng)時(shí)間的曲軸轉(zhuǎn)角為發(fā)動(dòng)機(jī)最優(yōu)停機(jī)位置；

（3）利用動(dòng)態(tài)規(guī)劃算法設(shè)計(jì)發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)過程最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡并進(jìn)行跟蹤；設(shè)計(jì)曲軸轉(zhuǎn)角伺服控制策略，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速小于200 r/min時(shí)協(xié)調(diào)控制電機(jī)對(duì)曲軸轉(zhuǎn)角進(jìn)行實(shí)時(shí)動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)，并利用制動(dòng)器輔助發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)；

（4）通過仿真和臺(tái)架試驗(yàn)對(duì)所開發(fā)的發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)優(yōu)化控制策略進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果表明，該策略可有效將發(fā)動(dòng)機(jī)停止在最優(yōu)位置±6°CA范圍內(nèi)，且停機(jī)過程整車縱向沖擊度幅值控制在25 m/s3以下，保證了發(fā)動(dòng)機(jī)起停階段的駕駛平順性。