王晨 郭明林 劉國志

(1.同濟大學 新能源汽車工程中心， 上海 201804; 2.上海交通大學 機械與動力工程學院， 上海 200240;3.科力遠混合動力技術有限公司 系統(tǒng)控制科， 上海 201501)

新型功率分流混合動力汽車的動力性優(yōu)化*

王晨1郭明林2劉國志3

(1.同濟大學 新能源汽車工程中心， 上海 201804; 2.上海交通大學 機械與動力工程學院， 上海 200240;3.科力遠混合動力技術有限公司 系統(tǒng)控制科， 上海 201501)

動力性是整車的重要性能指標之一.為研究混合動力汽車的動力性優(yōu)化問題，按照車速序列將全油門加速過程轉(zhuǎn)化為多級決策過程，提出了動力性優(yōu)化問題的動態(tài)規(guī)劃求解方案;建立了新型功率分流混合動力汽車模型，基于Matlab仿真平臺得到了全局最優(yōu)控制策略;同時，建立了雙電機轉(zhuǎn)矩圖，定義電機速比及動力電池功率帶，分析、歸納了全油門加速控制策略.整車動力性優(yōu)化試驗結(jié)果顯示，優(yōu)化后車輛的百公里加速時間減少了15.7%，基于動態(tài)規(guī)劃算法的控制策略可顯著提升整車動力性.

混合動力總成;加速控制;混合動力汽車;動態(tài)規(guī)劃;優(yōu)化

經(jīng)濟性與動力性是汽車性能的兩大指標.混合動力汽車可降低油耗，并具有很好的動力性[1- 3].由于混合動力技術節(jié)油效果顯著，目前針對混合動力汽車的研究主要集中在燃油經(jīng)濟性，關于動力性的研究則主要是對整車開發(fā)前期的參數(shù)匹配進行仿真[4- 7].

動態(tài)規(guī)劃算法是優(yōu)化算法的一種，目前已廣泛應用于混合動力汽車控制策略優(yōu)化來提高燃油經(jīng)濟性.按照時間序列，將車輛駕駛過程劃分為多級決策過程，以整車能量消耗最小為控制目標，建立動態(tài)規(guī)劃問題，可求得既定工況下的最優(yōu)控制策略[8- 9].

文中將動態(tài)規(guī)劃算法應用于整車控制策略動力性優(yōu)化,目的是將動力性優(yōu)化工作從參數(shù)匹配階段擴展至性能優(yōu)化調(diào)試階段，并為整車性能優(yōu)化調(diào)試階段提供理論指導和工程應用方法.考慮到動力性和經(jīng)濟性往往相互制約，不能實現(xiàn)同時最優(yōu)，為深入研究系統(tǒng)動力性，研究中僅以動力性為優(yōu)化指標而忽略對經(jīng)濟性的影響.

1 動態(tài)規(guī)劃動力性仿真方案的設計

1.1 動力性定義

整車的動力性能包括加速能力、最高車速和最大爬坡度，其中最高車速與最大爬坡度主要通過參數(shù)匹配設計實現(xiàn)優(yōu)化.文中選取加速度能力表征整車動力性，通過優(yōu)化控制策略、減少百公里加速時間來提高動力性.百公里加速時間是指混合動力汽車處于混合動力模式時，整車由靜止開始全油門加速至100 km/h所用的時間.

1.2 動力性問題動態(tài)規(guī)劃求解方案的設計

動態(tài)規(guī)劃是將一個多級決策問題簡化為一系列單級決策過程的運籌學方法，經(jīng)過計算可以得到全局最優(yōu)解.全油門加速過程中，車速從零增加至100 km/h，可根據(jù)車速序列將其劃分為一個多級決策過程，即每隔一定車速差為一級,通過調(diào)整每一級的整車狀態(tài)，使得整車動力性達到最優(yōu).

動態(tài)規(guī)劃的一般表述如下：

N級過程的狀態(tài)方程組為

(1)

式中：k=0,1,…,N-1;狀態(tài)變量x(k)與控制變量u(k)的約束條件分別為

x(k)∈X?Rn

(2)

u(k)∈Ω?Rm

(3)

求最優(yōu)控制序列u*(k)，使得代價函數(shù)最小，代價函數(shù)為

(4)

功率分流混合動力汽車可實現(xiàn)發(fā)動機轉(zhuǎn)速與輪邊車速的解耦.通過選取發(fā)動機轉(zhuǎn)速為狀態(tài)變量、發(fā)動機轉(zhuǎn)動加速度為控制變量，確定每一級狀態(tài)下的車速與發(fā)動機轉(zhuǎn)速，則僅需調(diào)整發(fā)動機與電機轉(zhuǎn)矩狀態(tài)即可確定整車驅(qū)動轉(zhuǎn)矩，實現(xiàn)系統(tǒng)狀態(tài)轉(zhuǎn)移.狀態(tài)方程組為

(5)

式中：nE為發(fā)動機轉(zhuǎn)速，r/min;aE為發(fā)動機加速度，rad/s2;Δt(k)為第k級轉(zhuǎn)移至k+1級所用的時間，

(6)

(7)

v(0)=0km/h,v(N)=100km/h，v為車速，km/h;mv為整車質(zhì)量，kg;Fpro為整車驅(qū)動力，N和Fresi為整車阻力.

動力性代價函數(shù)以加速時間來建立[6]，時間越短，動力性越好.動力性代價函數(shù)表示如下：

(8)

2 新型功率分流混合動力系統(tǒng)方案

2.1 混合動力系統(tǒng)結(jié)構設計

圖1所示為新型功率分流混合動力系統(tǒng)[10- 12]的結(jié)構.混合動力汽車的主要機構包括發(fā)動機、小電機E1、大電機E2、鎳氫動力電池、雙行星排混合動力變速箱、主減速器和差速器.其中，發(fā)動機與鎳氫動力電池作為驅(qū)動能量源，為整車提供驅(qū)動力.發(fā)動機與變速箱的行星架PC相連，小電機E1與前行星排太陽輪S1相連，大電機E2與后行星排太陽輪S2相連，變速箱的齒圈R與主減速器相連.制動器B1與行星架相連，用于鎖止行星架，制動器B2與小電機E1相連，用于鎖止小電機E1.

圖1 新型功率分流混合動力系統(tǒng)的結(jié)構

Fig.1 Configuration of novel power-split hybrid power system

2.2 整車參數(shù)

表1所列為新型功率分流混合動力汽車的整車參數(shù).

表1 新型功率分流混合動力汽車的整車參數(shù)

2.3 整車狀態(tài)約束

2.3.1 雙行星排混合動力變速箱模型

由行星齒輪運動學和動力學可得到混合動力變速箱各部件的轉(zhuǎn)矩關系[13- 14]：

TE-JEαE=TPC

(9)

T1-J1α1=TS1

(10)

T2-J2α2=TS2

(11)

-TO-JRαR=TR

(12)

TPC+TS1+TS2+TR=0

(13)

(1-i1)TS1+(1-i2)TS2+TE=0

(14)

式中：TE為發(fā)動機轉(zhuǎn)矩;TPC為行星架轉(zhuǎn)矩;T1為電機E1轉(zhuǎn)矩;TS1為太陽輪S1的轉(zhuǎn)矩;T2為電機E2轉(zhuǎn)矩;TS2為太陽輪S2的轉(zhuǎn)矩;TO為輸出軸輸出轉(zhuǎn)矩;TR為齒圈轉(zhuǎn)矩;JE為發(fā)動機轉(zhuǎn)動慣量;J1為電機E1轉(zhuǎn)動慣量;J2為電機E2轉(zhuǎn)動慣量;JR為齒圈上的整車當量轉(zhuǎn)動慣量;α1為電機E1加速度;α2為電機E2加速度;αR為齒圈加速度;i1為前行星排傳動比，即太陽輪S1到行星架PC的等效杠桿距離[15];i2為后行星排傳動比，即太陽輪S2到行星架PC的等效杠桿距離.

轉(zhuǎn)速關系由前后行星排傳動比決定：

n1=nOi1+nE(1-i1)

(15)

n2=nOi2+nE(1-i2)

(16)

式中：nO為變速箱輸出軸轉(zhuǎn)速;n1為太陽輪S1轉(zhuǎn)速，即電機E1轉(zhuǎn)速;n2為太陽輪S2轉(zhuǎn)速，即電機E2轉(zhuǎn)速.圖2為混合動力變速箱四軸等效杠桿圖[13- 14]，各縱軸位置表征當前軸轉(zhuǎn)速，橫軸Lref以上轉(zhuǎn)速為正，Lref以下轉(zhuǎn)速為負.各軸上箭頭表示作用于各部件軸上的轉(zhuǎn)矩，箭頭向上則轉(zhuǎn)矩為正，向下則轉(zhuǎn)矩為負.

圖2 混合動力變速箱四軸轉(zhuǎn)速等效杠桿

2.3.2 車輛動力學模型

由車輛動力學可得

(17)

(18)

Fresi=-(Ff+Fw+Fi+Fj)

(19)

式中：r為車輪半徑;i為主減速器齒輪傳動比;Ff為滾動阻力;Fw為空氣阻力;Fi為坡度阻力，文中考慮平直路面，不考慮坡度;Fj為加速阻力，已在代價函數(shù)中體現(xiàn)，故取為0.

2.3.3 發(fā)動機模型

圖3所示為發(fā)動機萬有特性，其中，發(fā)動機轉(zhuǎn)矩外特性取決于發(fā)動機轉(zhuǎn)速.

圖3 發(fā)動機萬有特性圖

2.3.4 電機模型

圖4和5分別為電機E1和E2的特性曲線，其中，電機的轉(zhuǎn)矩外特性取決于電機轉(zhuǎn)速.電機額外功率損耗取決于電機當前轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)矩.

圖4 電機E1的特性曲線

圖5 電機E2的特性曲線

2.3.5 動力電池模型

百公里加速時間短，故可忽略溫度的影響，將動力電池模型簡化為充放電功率不大于20 kW的電源，則有

(20)

式中：Pmin、Pmax分別為當前動力電池功率的上、下限，正為放電，負為充電;η1為電機E1工作效率;η2為電機E2工作效率;φ為電機工作模式，發(fā)電模式為1，電動模式為-1.

3 動態(tài)規(guī)劃仿真結(jié)果與分析

3.1 動態(tài)規(guī)劃仿真結(jié)果

動態(tài)規(guī)劃仿真結(jié)果如圖6-8所示.

圖6 發(fā)動機加速度控制曲線

圖7 三軸轉(zhuǎn)速曲線

圖8 四軸轉(zhuǎn)矩曲線

根據(jù)動態(tài)規(guī)劃仿真結(jié)果，可得控制策略如下：在[0,20]km/h車速區(qū)間，快速提高發(fā)動機轉(zhuǎn)速;在(20,80]km/h車速區(qū)間，緩慢提高發(fā)動機轉(zhuǎn)速，并維持電機E1轉(zhuǎn)速，防止E1超限;在(80,100]km/h車速區(qū)間，維持發(fā)動機的高轉(zhuǎn)速.

3.2 雙電機轉(zhuǎn)矩圖

3.2.1 線性規(guī)劃問題轉(zhuǎn)化

雖然動態(tài)規(guī)劃算法可針對非線性系統(tǒng)優(yōu)化問題求得全局最優(yōu)解，但是仿真結(jié)果難以揭示控制規(guī)律.為便于分析系統(tǒng)控制規(guī)律，忽略電機額外功率損耗和四軸轉(zhuǎn)動慣量.每一級下變速箱四軸轉(zhuǎn)速已知，則在系統(tǒng)特性約束下，實現(xiàn)整車驅(qū)動力最大即實現(xiàn)變速箱輸出轉(zhuǎn)矩最大.經(jīng)轉(zhuǎn)化，動力性優(yōu)化問題如下：

max:TO=TE+T1+T2

(21)

s.t.

(1-i1)T1+(1-i2)T2+TE=0

(22)

T1(n1)min≤T1≤T1(n1)max

(23)

T2(n2)min≤T2≤T2(n2)max

(24)

(25)

式中，T1(n1)min和T1(n1)max、T2(n2)min和T2(n2)max分別為電機E1、E2在當前轉(zhuǎn)速下的最小和最大可執(zhí)行轉(zhuǎn)矩.

3.2.2 雙電機轉(zhuǎn)矩圖原理

以電機E1轉(zhuǎn)矩為橫坐標、電機E2轉(zhuǎn)矩為縱坐標，并以兩電機轉(zhuǎn)矩工作點表征系統(tǒng)狀態(tài)，建立圖9所示的雙電機轉(zhuǎn)矩圖(T-T圖).

圖9 雙電機轉(zhuǎn)矩圖原理

虛線對應于當前轉(zhuǎn)速下兩電機的轉(zhuǎn)矩限值，虛線矩形框內(nèi)為電機可行域，等價于式(23)和(24)

將式(22)移項，前后行星排傳動比取常數(shù)，得直線L1方程如下：

(26)

以式(22)為約束條件，則電機轉(zhuǎn)矩必滿足式(26)，T-T圖上電機工況點需在直線L1上.直線L1與縱軸交于截距點b1，

b1=0.74TE

(27)

b1越大表明發(fā)動機轉(zhuǎn)矩越大.將式(21)和(22)合并消除TE，得

TO=i1T1+i2T2

(28)

式(28)與式(21)等價，為便于分析，以式(28)代替式(21)作為動力性優(yōu)化問題的代價函數(shù).將式(8)移項，前后行星排傳動比取常數(shù)，得直線L2方程如下：

(29)

直線L2與縱軸交于截距點b2，

b2=0.42TO

(30)

b2越大表明系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩越大.直線L1與L2相交于電機工作點Q，對應電機工況點(T1Q,T2Q).

3.2.3 電機速比

雙電機轉(zhuǎn)矩圖對應的是兩電機之間的轉(zhuǎn)矩關系.為研究四軸轉(zhuǎn)速狀態(tài)對控制策略的影響，引入電機速比ε，

(31)

由電機的轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)矩狀態(tài)可以確定電回路的狀態(tài).對式(25)，忽略電機的工作效率，得電回路功率如下：

(32)

圖10為引入電機速比的T-T圖.對于電機當前工作點Q，當前的電機速比為εQ，則必然存在直線L3過點Q，直線L3方程如下：

T2=εQT1+b3

(33)

圖10 引入電機速比的T-T圖

在電機E2轉(zhuǎn)速非零的前提下，式(33)可等價為式(32).直線L3的截距b3如下：

(34)

式中，PLQ為電機工作點Q的電回路功率，n2Q為Q點對應的電機E2轉(zhuǎn)速.由定義可知，b3為動力電池當前功率在電機E2轉(zhuǎn)速下的折合轉(zhuǎn)矩.當L3截距為零時，兩電機之間功率均衡，表明動力電池當前功率為零，即為直線L4方程：

T2=εQT1

(35)

L4為L3的特例.由于直線L4方程只與電機速比相關，可用于表征四軸轉(zhuǎn)速狀態(tài).轉(zhuǎn)速杠桿圖可簡明地表征行星排機構的轉(zhuǎn)速狀態(tài)，引入電機速比后的T-T圖可用于表示與轉(zhuǎn)速杠桿圖對應的系統(tǒng)轉(zhuǎn)速狀態(tài).表2為T-T圖的不同轉(zhuǎn)速比區(qū)域劃分，其中的黑色粗直線為特定的四軸轉(zhuǎn)速下對應的直線L4，灰色區(qū)域為旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速變化范圍內(nèi)對應的系統(tǒng)狀態(tài)下直線L4的變化區(qū)域.由于四軸轉(zhuǎn)速范圍的限制(即發(fā)動機轉(zhuǎn)速不小于1 000 r/min，電機E1的轉(zhuǎn)速上限為10 500 r/min，電機E2的轉(zhuǎn)速上限為8 500 r/min)，可以得到電機速比的變化范圍為[3.08，+∞)和(-∞，1.07]，所以[1.07，3.08]為系統(tǒng)電機速比的不可行域.

表2 T-T圖的不同速比區(qū)域劃分

續(xù)表2

系統(tǒng)狀態(tài)速比區(qū)域T-T圖電機E2負轉(zhuǎn)速電機E2轉(zhuǎn)速為零四軸正轉(zhuǎn)速,電機E1轉(zhuǎn)速大于電機E2四軸轉(zhuǎn)速相等四軸正轉(zhuǎn)速,電機E1轉(zhuǎn)速小于電機E2電機E1轉(zhuǎn)速為零電機E1負轉(zhuǎn)速發(fā)動機怠速,電機E1負轉(zhuǎn)速四軸轉(zhuǎn)速約束造成的系統(tǒng)不可行域

3.2.4 功率帶

式(25)給出了動力電池的功率限值.當電機速比不變時，電池當前功率對應直線L3.當動力電池當前功率為充放電功率極限時，可得電機速比εQ下的動力電池放電功率線L5和動力電池充電功率線L6.直線L5方程如下：

T2=εQT1+T2Pmax

(36)

直線L6方程如下：

T2=εQT1+T2Pmin

(37)

兩直線與坐標軸的截距分別為

(38)

(39)

(40)

(41)

式中：T2Pmax和T2Pmin均為直線L3截距b3的特例，其中T2Pmax為動力電池最大放電功率Pmax僅供電機E2工作時所對應的電機E2轉(zhuǎn)矩，T2Pmin為僅由電機E2產(chǎn)生動力電池最大充電功率Pmin時所對應的電機E2轉(zhuǎn)矩;T1Pmax為直線L5在橫坐標軸的截距，即動力電池最大放電功率Pmax僅供電機E1工作時所對應的電機E1轉(zhuǎn)矩;T1Pmin為直線L6在橫坐標軸的截距，即僅由電機E1產(chǎn)生動力電池最大充電功率Pmin時所對應的電機E1轉(zhuǎn)矩.

在動力電池最大充放電功率限制下，直線L5與L6之間為直線L3的可行域，稱為動力電池功率帶.功率帶的斜率由電機速比決定.在確定的電機速比下，功率帶的寬度由動力電池可充放電功率范圍[Pmin,Pmax]決定，充放電功率范圍越大，功率帶越寬.

圖11 功率帶影響的T-T圖原理

3.3 動態(tài)規(guī)劃仿真結(jié)果分析

根據(jù)動態(tài)規(guī)劃算法所得全油門加速過程控制策略的四軸轉(zhuǎn)速，可得電機速比變化過程.圖12所示為電機速比變化曲線.全油門加速過程中，電機速比ε先從3.08增大至188.10，在電機E2由負轉(zhuǎn)速變化到正轉(zhuǎn)速后，ε由188.10突變?yōu)?2 110.00，隨后逐漸增大至-3.84.因此，全油門加速過程中，電機速比依次經(jīng)歷表2中前4個T-T圖所示工況.

圖12 傳動比變化曲線

圖13為全油門加速過程的T-T圖.圖13(a)對應于[0,20]km/h車速區(qū)間.在該車速區(qū)間，由式(21)和(22)，得系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩如下：

(42)

全油門加速過程中，為配合轉(zhuǎn)矩，當電機E1轉(zhuǎn)矩不受限時，系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩取決于電機E2轉(zhuǎn)矩和發(fā)動機轉(zhuǎn)矩，若二者轉(zhuǎn)矩都取最大值，則系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩最大.全油門加速過程中，電機E2轉(zhuǎn)速在3 000r/min以內(nèi)，由圖5可知，其轉(zhuǎn)矩上限為200N·m.全油門加速過程前期，電機E2均能以200N·m輸出，系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩取決于發(fā)動機輸出轉(zhuǎn)矩，故在[0,20)km/h車速區(qū)間，通過快速提升發(fā)動機轉(zhuǎn)速可提高發(fā)動機最大轉(zhuǎn)矩，有利于系統(tǒng)動力輸出.在該車速段，整車儲備功率充足而車速較低，整車驅(qū)動需求功率較低，故未能充分利用動力電池助力功率，發(fā)動機的部分功率則用于動力電池充電.

圖13(b)所示為[20,50)km/h車速區(qū)間的T-T圖.在該車速區(qū)間，發(fā)動機高轉(zhuǎn)矩輸出，即截距b1相比圖13(a)中的上移.電機E2工作在外特性，即Q*處于電機E2的轉(zhuǎn)矩上限，電機E1配合系統(tǒng)轉(zhuǎn)矩輸出.由于電機E1轉(zhuǎn)速較高，該車速區(qū)間的極限轉(zhuǎn)矩顯著減小.該過程通過緩慢提高發(fā)動機轉(zhuǎn)速來提高整車驅(qū)動功率，并控制電機速比，防止電機E1轉(zhuǎn)速上升導致電機E1轉(zhuǎn)矩范圍收窄，限制系統(tǒng)動力性輸出.隨著車速的提高，整車需求功率提高，動力電池逐漸由充電狀態(tài)變?yōu)榉烹姞顟B(tài).

圖13(c)所示為[50,80)km/h車速區(qū)間的T-T圖.在該車速區(qū)間，電機E2在零轉(zhuǎn)速附近，電機速比迅速增大，電機E1轉(zhuǎn)速較高，所以功率帶收窄，動力電池功率限制系統(tǒng)動力輸出，電機E2轉(zhuǎn)矩下降，系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩下降.由于發(fā)動機在高轉(zhuǎn)速區(qū)間，其最大輸出轉(zhuǎn)矩變化小，即直線L1基本不變，而在電機速比變化過程中，功率帶旋轉(zhuǎn)，導致直線L2′截距緩慢下降.所以電機E2轉(zhuǎn)矩呈逐漸下降趨勢(見圖8)，轉(zhuǎn)矩波動由電機額外功率損耗的非線性特性以及發(fā)動機加速度波動造成.該過程需合理控制發(fā)動機轉(zhuǎn)速，保持電機E1工作在極限轉(zhuǎn)速附近.由于處于控制臨界點，所以在該車速段發(fā)動機加速度控制曲線波動明顯，如圖6所示.

圖13(d)所示為[80,100)km/h車速區(qū)間的T-T圖.在該車速區(qū)間，通過維持發(fā)動機高轉(zhuǎn)速保持發(fā)動機以高功率輸出.而隨著車速上升，電機E1轉(zhuǎn)速逐漸下降，有利于擴張功率帶，使直線L2保持高位，維持系統(tǒng)的大轉(zhuǎn)矩輸出.

4 整車試驗驗證與分析

根據(jù)動態(tài)規(guī)劃仿真控制策略結(jié)果，提取發(fā)動機轉(zhuǎn)速控制曲線為目標控制曲線，在工程樣車上進行動力性能試驗[16].

優(yōu)化前后的區(qū)別在于發(fā)動機轉(zhuǎn)速控制方式的不同.優(yōu)化前，發(fā)動機轉(zhuǎn)速按照原有Map由整車車速與油門踏板得到目標發(fā)動機轉(zhuǎn)速以拉升發(fā)動機轉(zhuǎn)速;優(yōu)化后，根據(jù)動態(tài)規(guī)劃仿真所得的發(fā)動機轉(zhuǎn)速控制曲線拉升發(fā)動機轉(zhuǎn)速.優(yōu)化前后，由于油門踏板開度均為100%，所以發(fā)動機目標轉(zhuǎn)矩均為外特性.

圖14所示為優(yōu)化前后發(fā)動機的轉(zhuǎn)速曲線.在[10,80]km/h的車速區(qū)間，優(yōu)化前發(fā)動機的轉(zhuǎn)速遠低于仿真目標.經(jīng)過優(yōu)化，在低速區(qū)間快速拉升發(fā)動機轉(zhuǎn)速逼近仿真目標轉(zhuǎn)速，使得[10,40]km/h區(qū)間內(nèi)發(fā)動機以仿真目標轉(zhuǎn)速運行.實際控制中，由于整車阻力較大，若發(fā)動機在(40,90]km/h區(qū)間內(nèi)以仿真目標轉(zhuǎn)速運行，將導致電機E1轉(zhuǎn)速超出最大轉(zhuǎn)速，存在電機燒毀風險，故在(40,90]km/h區(qū)間，優(yōu)化后發(fā)動機轉(zhuǎn)速低于仿真目標且高于優(yōu)化前轉(zhuǎn)速.在(90,100]km/h區(qū)間，發(fā)動機實際功率隨著轉(zhuǎn)速明顯增加，由雙電機轉(zhuǎn)矩圖可知，這有利于提高系統(tǒng)動力性，故繼續(xù)拉升發(fā)動機轉(zhuǎn)速.

圖14 優(yōu)化前后發(fā)動機的轉(zhuǎn)速曲線

圖15 優(yōu)化前后的整車車速曲線

圖15所示為優(yōu)化前后的整車車速曲線.優(yōu)化后百公里加速時間從13.4 s縮短至11.3 s.通過發(fā)動機轉(zhuǎn)速控制優(yōu)化，百公里加速時間減少15.7%.以仿真所得發(fā)動機轉(zhuǎn)速曲線優(yōu)化發(fā)動機轉(zhuǎn)速控制策略，有效地提高了動力性.

5 結(jié)語

文中針對新型功率分流混合動力系統(tǒng)進行了數(shù)學建模，以車速為序列將全油門加速過程劃分為一個多級決策過程，以發(fā)動機轉(zhuǎn)速為狀態(tài)變量、發(fā)動機加速度為控制變量、百公里加速時間為代價函數(shù)，應用動態(tài)規(guī)劃算法求解了整車動力性優(yōu)化問題.

基于仿真結(jié)果，文中歸納了全油門加速過程控制規(guī)律.忽略電機額外功率損耗和四軸轉(zhuǎn)動慣量，建立了雙電機轉(zhuǎn)矩圖，定義了電機速比及動力電池功率帶，將百公里加速過程劃分為4個階段并歸納了各階段對應的控制規(guī)律.同時，以動態(tài)規(guī)劃仿真中的發(fā)動機轉(zhuǎn)速控制曲線為控制目標曲線，應用所得控制規(guī)律進行了整車控制策略優(yōu)化試驗，結(jié)果表明，優(yōu)化后百公里加速時間減少了15.7%，整車動力性顯著提升.

文中以動力性為優(yōu)化指標而不考慮對經(jīng)濟性的影響，在后續(xù)研究中，可通過選取適當?shù)霓D(zhuǎn)化因子，并建立合理的代價函數(shù)，在優(yōu)化動力性的同時優(yōu)化經(jīng)濟性.

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Acceleration Performance Optimization of Novel Power-Split Hybrid Electric Vehicle

WangChen1GuoMing-lin2LiuGuo-zhi3

(1.Clean Energy Automotive Engineering Center，Tongji University，Shanghai 201804，China;2.School of Mechanical Engineering，Shanghai Jiaotong University，Shanghai 200240，China;3.Technology Development Department，Corun CHS Technology Co.，Ltd.，Shanghai 201501，China)

Acceleration performance is one of important vehicle performance indicators. In order to solve the optimization problem of acceleration performance of hybrid electric vehicle,the full-load acceleration progress is converted into the multi-level decision-making process according to vehicle speeds, and a solution scheme based on dynamic programming is put forward. Then, a model for the novel power-split hybrid vehicle is constructed, and a globally-optimized control strategy is obtained on the Matlab platform. Meanwhile, a dual-motor torque figure is established,in which both the motor speed ratio and the battery power band are defined to analyze the control strategy of full-load acceleration. The vehicle test results of acceleration performance optimization show that one-hundred-kilometer acceleration time after the optimization decreases by 15.7%, which means that the proposed control stra-tegy on the basis of dynamic programming can significantly improve the vehicle acceleration performance.

hybrid powertrain; acceleration control;hybrid electric vehicles;dynamic programming;optimization

2015- 03- 09

國家高技術研究發(fā)展計劃(863計劃)項目(2011AA11A207)；國家自然科學基金資助項目(51275355) Foundation items: Supported by the National High-Tech R&D Program(863 Program) of China(2011AA11A207) and the National Natural Science Foundation of China(51275355)

王晨(1986-)，男，博士生，主要從事混合動力變速器控制技術研究.E-mail： w_chen_ev@sina.com

1000- 565X(2015)11- 0096- 09

U469.72

10.3969/j.issn.1000-565X.2015.11.014