某純電動輕型物流車能量回收策略優(yōu)化

王功博， 魏廣杰， 胡會永， 彭永濤， 韓雪雯

(江鈴汽車股份有限公司， 南昌 330031)

純電動車傳統(tǒng)的能量回收策略根據(jù)油門位置傳感器及制動開關(guān)判定車輛的行駛狀態(tài)，當(dāng)檢測到駕駛員有滑行或制動的意圖時通過電機(jī)發(fā)電施加恒定的反向轉(zhuǎn)矩制動驅(qū)動輪[1-3]。但是在實際測試過程中發(fā)現(xiàn)，基于該能量回收策略的測試車輛，如果空載狀態(tài)行駛在低附路面時，極易出現(xiàn)驅(qū)動輪打滑甚至抱死的情況，嚴(yán)重影響了整車的安全性[4]。本文針對輕型物流車滑行及制動兩種工況分別作了分析計算，找到了后輪抱死的原因，并針對某輕型純電動物流車提出一種新的能量回收策略，使車輛達(dá)到經(jīng)濟(jì)性及安全性的平衡，并通過增加制動踏板開度作為控制變量以實現(xiàn)實時準(zhǔn)確控制能量回收力矩。

1 理論分析

某純電動物流車在空載狀態(tài)下，車重為2 500 kg，質(zhì)心高度為500 mm，質(zhì)心距前軸距離為1 650 mm，質(zhì)心距后軸距離為1 850 mm。滿載狀態(tài)下，車重為3 700 kg，質(zhì)心高度為650 mm，質(zhì)心距前軸距離為1 800 mm，質(zhì)心距后軸距離為1 700 mm。車輪滾動半徑為345 mm，制動器制動分配系數(shù)為0.666。

根據(jù)以上參數(shù),可作出該車在未加入能量回收系統(tǒng)時滿載和空載狀態(tài)下的β曲線及I曲線,如圖1所示。由該曲線可知，當(dāng)車輛處于空載和滿載狀態(tài)時，由于其質(zhì)心位置相差較大，滿載狀態(tài)下I曲線斜率要明顯大于空載狀態(tài)。當(dāng)沒有能量回收系統(tǒng)僅有機(jī)械制動系統(tǒng)工作時，β曲線分別與空載及滿載時的曲線交于A、B兩點(分別為兩種狀態(tài)的理想工況點)。由圖1可知，A點位置所對應(yīng)的路面附著系數(shù)φ明顯小于B點所對應(yīng)的值，即相比于滿載狀態(tài)，空載狀態(tài)會使后輪的抱死提前到來[5]。

若再加上基于傳統(tǒng)能量回收策略(能量回收強度為恒定值)的回收系統(tǒng)介入制動工作，在駕駛員松開油門踏板時即開始工作[6]，此時的β曲線如圖1 所示。

圖1 機(jī)械制動及傳統(tǒng)能量回收策略的制動曲線

由圖1可知，當(dāng)在滑行狀態(tài)下，僅采用傳統(tǒng)的能量回收策略,而機(jī)械制動系統(tǒng)未參與工作。由于后輪已經(jīng)有了一定的制動強度，若此時制動力超過了該行駛工況下的路面最大附著力，后輪將處于抱死狀態(tài)。

另由圖1可知，由于制動全程能量回收強度未發(fā)生變化，因此β曲線的斜率未發(fā)生變化。但相較于機(jī)械制動的β曲線，此曲線整體向上平移，導(dǎo)致該曲線與空載狀態(tài)I曲線產(chǎn)生兩個交點，將兩個交點定義為C、D點。C點左側(cè)區(qū)域內(nèi)β曲線處于I曲線上方，因此此時后輪會先發(fā)生抱死。在C、D兩點之間β曲線處于I曲線下方，因此此區(qū)間內(nèi)前輪會先抱死。同理，D點右側(cè)區(qū)域內(nèi)后輪會先抱死。相比于沒有加能量回收的情況，D點相比于B點位置向左移動，這會導(dǎo)致后輪的抱死傾向更加提前到來。

為保證車輛安全行駛，應(yīng)保證車輛在任何允許的載質(zhì)量下的安全性。由于控制成本等因素，一般輕型物流車均未配備液壓感載比例閥，因此無法根據(jù)載荷變化動態(tài)改變β曲線的斜率。上文已指出車輛在空載狀態(tài)下更易發(fā)生后輪抱死，因此下文主要探討空載狀態(tài)下車輛的安全性。

由于能量回收是通過電機(jī)發(fā)電施加反向轉(zhuǎn)矩的方式實現(xiàn)的[7]，可實時控制其回收強度，因此可通過改變能量回收力矩局部改變β曲線的斜率。根據(jù)該思路作出優(yōu)化能量回收策略后的β曲線如圖2所示，具體策略設(shè)計見本文第2部分內(nèi)容。

圖2 優(yōu)化后能量回收策略β曲線示意圖

優(yōu)化后的β曲線進(jìn)一步貼近于I曲線。相比于優(yōu)化前的曲線，該曲線與空載狀態(tài)下I曲線的交點E向左側(cè)移動，交點F向右側(cè)移動，且在E、F兩點間的β曲線與空載I曲線完全擬合。因此新的能量回收策略會使后輪抱死的趨勢滯后到來，同時可提高兩條曲線擬合區(qū)域內(nèi)的能量回收強度,從而兼顧經(jīng)濟(jì)性，而且在兩條曲線擬合的區(qū)域均會出現(xiàn)前后輪同時抱死的理想工況。

2 能量回收強度計算

2.1 滑行能量回收強度計算

在滑行能量回收中，前輪(從動輪)因無驅(qū)動電機(jī)，所以也無能量回收制動力，因此僅討論后輪(驅(qū)動輪)情況。當(dāng)后輪出現(xiàn)抱死時：

Fxb2=φ·(Ga-Fxb·hg)/L

由于此時前輪無制動力，因此Fxb2=Fxb

可將公式整理得：

Fxb2=φGa/(L+φhg)

式中：φ為路面附著系數(shù)；G為車重；a為質(zhì)心到前軸的距離；L為車輛軸距；hg為車輛的質(zhì)心高度。

帶入相關(guān)數(shù)據(jù)可分別得出不同路面附著系數(shù)φ對應(yīng)的空載及滿載時后輪的最大制動力Fxb2k及Fxb2m。

由于車輛無法實時檢測行駛路況的路面附著系數(shù)，因此應(yīng)該選擇較為保守的附著系數(shù)對車輛在滑行時的回收力進(jìn)行標(biāo)定。結(jié)合該車型使用環(huán)境及行駛工況，定義φ=0.1為極限工況下的路面附著系數(shù)[8]。此時電機(jī)回收力Fm應(yīng)滿足：Fm≤Fxb2k=1 138.73 N,Fm≤Fxb2m=1 830.80 N，即為保證車輛安全性，車輛滑行工況下電機(jī)的最大回收力為1 138.73 N。根據(jù)公式可得，電機(jī)的滑行最大能量回收轉(zhuǎn)矩T=Fm·r=392.86 Nm。式中r為車輪滾動半徑，為345 mm。

2.2 制動能量回收強度計算

首先引入I曲線計算公式[9]：

式中：b為質(zhì)心到后軸的距離；Fxb1為前輪總制動力；Fxb2為后輪總制動力。

帶入車輛空載狀態(tài)下的相關(guān)參數(shù)整理得：

由于該車型的制動器制動分配系數(shù)β=2/3，即前輪制動力占整車總制動力2/3，因此該車前、后輪機(jī)械制動力：Fμ1=2Fμ2。

因為該車僅后輪(驅(qū)動輪)具有能量回收功能，因此，F(xiàn)xb1=Fμ1，F(xiàn)xb2=Fμ2+Fm。

由圖2可知，優(yōu)化后的β曲線先與空載狀態(tài)I曲線相交于點E，隨后與I曲線擬合，在點F與I曲線分離，因此制動能量回收強度應(yīng)分3個區(qū)間討論。

在E點左側(cè)區(qū)域內(nèi)，優(yōu)化后的β曲線應(yīng)盡快貼近I曲線，且保證在φ≥0.1的路面上能量回收不會使后輪出現(xiàn)提前于前輪抱死的情況。因此綜合制動力Fxb2(Fμ2+Fm)始終保持為1 138.73 N，且不隨前輪制動力變化而變化，因此此區(qū)間內(nèi)能量回收強度：

Fm=Fxb2m-Fμ2=1 138.73-0.5Fμ1

在E、F兩點之間的區(qū)域內(nèi)優(yōu)化后的β曲線與空載狀態(tài)I曲線擬合，此時能量回收強度：

帶入數(shù)據(jù)得

在F點右側(cè)的區(qū)域，此時機(jī)械制動的β曲線處于空載狀態(tài)I曲線上方，說明僅在機(jī)械制動力的作用下車輛已經(jīng)存在后輪抱死的傾向，因此應(yīng)完全取消制動能量回收以提高整車安全性。即在此區(qū)間內(nèi)能量回收強度Fm=0。

綜上所述，能量回收制動力Fm與前輪機(jī)械制動力Fμ1的關(guān)系如圖3所示。

圖3 前輪機(jī)械制動力與能量回收力關(guān)系MAP

3 優(yōu)化能量回收策略的實現(xiàn)及驗證

若研究車型上已裝有制動壓力傳感器，則可根據(jù)前輪制動壓力計算前輪機(jī)械制動力，再通過上文方法直接計算能量回收力。但因壓力傳感器成本較高且穩(wěn)定性較差，大部分輕型物流車并未安裝，因此無法實時準(zhǔn)確獲得前輪制動力以實時調(diào)整電機(jī)能量回收力矩，需增加其他控制變量[10]。因制動踏板開度與前輪制動力強度存在正相關(guān)關(guān)系且制動踏板開度較易測得，因此選用制動踏板開度為控制量。需通過試驗測得制動踏板開度與前輪制動力的關(guān)系。

3.1 試驗方法

首先完全關(guān)閉能量回收功能。在空載狀態(tài)下，將測試車加速至70 km/h，松開油門和制動踏板使車輛滑行至50 km/h。使用CAN-APE設(shè)備實時記錄測試車車速。重新將車速加速至70 km/h，松開加速踏板并保持制動踏板踩下5%開度，將車速降至50 km/h，使用CAN-APE儀器設(shè)備實時記錄測試車車速。重復(fù)上述試驗過程，依次將制動踏板開度保持在10%、15%、20%……100%。測得車速隨時間變化的曲線。

通過試驗及上述公式計算數(shù)據(jù)整理，可得出該能量回收力矩隨制動踏板開度的變化的曲線,如圖4 所示。

3.2 試驗驗證

為了驗證新的能量回收策略相比于傳統(tǒng)策略在安全性及經(jīng)濟(jì)性方面的優(yōu)劣，分別對導(dǎo)入新策略和傳統(tǒng)策略的測試車進(jìn)行空載低附路面制動試驗及NEDC工況經(jīng)濟(jì)性試驗。

3.2.1 安全性驗證

1) 測試方法。測試在冬季北方高寒地區(qū)，分別選擇冰面及冰雪覆蓋兩種路面進(jìn)行試驗。

首先選擇冰面滑行工況。經(jīng)過實測，測試場地的路面附著系數(shù)約為0.12，接近該車型允許行駛的極限附著系數(shù)。將導(dǎo)入傳統(tǒng)策略的測試車輛加速至40 km/h，同時松開油門及制動踏板，使車輛滑行至20 km/h。通過CAN-APE設(shè)備，實時觀察記錄后輪輪速及車速變化情況。多次重復(fù)試驗，確保試驗可靠性[11]。

其次選擇冰雪覆蓋路面制動工況。經(jīng)過實測，測試路段50%左右的路面被積雪覆蓋，路面附著系數(shù)在0.5左右。將導(dǎo)入傳統(tǒng)策略的測試車輛加速至 40 km/h，然后分別以制動踏板開度0%、10%、20%……100%踩下制動，通過CAN-APE設(shè)備，實時觀察記錄后輪輪速及車速變化情況。多次重復(fù)試驗，確保試驗可靠性。

將新的能量回收扭矩MAP導(dǎo)入測試車，重復(fù)上述試驗過程。

2) 測試結(jié)果。在冰面進(jìn)行滑行能量回收測試時，無論傳統(tǒng)策略還是新策略，兩種能量回收策略均未引起車輛后輪發(fā)生打滑情況。

在冰雪覆蓋路面進(jìn)行制動能量回收測試時，測試結(jié)果經(jīng)整理見表1。

表1 兩策略制動踏板開度與制動減速度對比

由表1可知，相比于傳統(tǒng)能量回收策略，新策略可延后后輪產(chǎn)生抱死的趨勢，可使該車的安全性得到一定程度的提高。

3.2.2 經(jīng)濟(jì)性驗證

將測試車固定在轉(zhuǎn)鼓試驗臺上，導(dǎo)入傳統(tǒng)能量回收策略的程序，駕駛車輛以NEDC循環(huán)工況行駛[12]。通過CAN-APE設(shè)備實時觀察記錄車輛能量回收電流及電量，完成10個NEDC循環(huán)后記錄總回收電量。導(dǎo)入新的能量回收扭矩MAP進(jìn)行相同試驗。測試結(jié)果見表2。

表2 回收電量及所占消耗電量百分表

由表2可知，新的能量回收策略使電量消耗降低，能量回收提高，具有更好的經(jīng)濟(jì)性。

4 結(jié) 論

通過上述試驗驗證過程,可得出如下結(jié)論：相較于傳統(tǒng)控制策略，新的能量回收策略在安全性及經(jīng)濟(jì)性上均得到提升，可更好地適配于純電動輕型物流車。