劉 洋 肖 揚(yáng) 喻 凡 羅 哲

(1.上海交通大學(xué)汽車(chē)工程研究院底盤(pán)所，上海 200240； 2.聯(lián)合汽車(chē)電子有限公司，上海 201206)

0 前言

在純電動(dòng)汽車(chē)和燃料電池汽車(chē)相關(guān)技術(shù)尚未成熟之前，混合動(dòng)力汽車(chē)(Hybrid Electric Vehicle，HEV)作為一種過(guò)渡車(chē)型兼顧了燃油車(chē)和純電動(dòng)汽車(chē)的優(yōu)點(diǎn)，在節(jié)能減排方面具有很大潛力[1]。目前的混合動(dòng)力汽車(chē)按照驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)分為串聯(lián)式HEV(Series HEV)、并聯(lián)式HEV(Parallel HEV)和功率分流式HEV(Power-split HEV)[1][2][11][12]。功率分流式HEV使用機(jī)械和電氣兩個(gè)功率耦合器，通過(guò)合理的控制能夠兼具串聯(lián)式和并聯(lián)式HEV的優(yōu)勢(shì)，由于結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，其能量管理策略成為重要研究?jī)?nèi)容之一。

文獻(xiàn)[2]對(duì)目前混合動(dòng)力汽車(chē)能量管理策略進(jìn)行了詳細(xì)的分析與總結(jié)。目前，大量文獻(xiàn)主要以串聯(lián)式或并聯(lián)式HEV為對(duì)象進(jìn)行能量管理策略的研究，針對(duì)功率分流式HEV的分析和管理策略的研究相對(duì)較少[3]。Jinming Liu等針對(duì)Pruis結(jié)構(gòu)建立了數(shù)學(xué)模型，并研究了基于規(guī)則(Rule-Based)、基于等效燃油消耗最小(Equivalent Consumption Minimization Strategy, ECMS)和基于隨機(jī)動(dòng)態(tài)規(guī)劃(Stochastic Dynamic Programming, SDP)的能量管理策略[3][4]。Dehua Shi等針對(duì)提出的功率分流式機(jī)構(gòu)進(jìn)行建模，制定了工作模式切換邏輯，并基于旁氏最小理論(Pontryagin’s Minimum Principle, PMP)進(jìn)行了控制策略開(kāi)發(fā)[5]。

混合動(dòng)力汽車(chē)能量管理策略按照控制方式的不同分為基于規(guī)則的管理策略和基于優(yōu)化的管理策略[2]。基于規(guī)則的能量管理策略控制簡(jiǎn)單，相比于基于優(yōu)化的能量管理策略更加易于實(shí)現(xiàn)。本文針對(duì)一種特定的雙行星排式功率分流機(jī)構(gòu)，對(duì)其結(jié)構(gòu)及工作模式進(jìn)行了分析，并建立了不同工作模式下的運(yùn)動(dòng)學(xué)方程?；诖酥贫斯ぷ髂Ｊ角袚Q邏輯，開(kāi)發(fā)了以發(fā)動(dòng)機(jī)為核心的基于規(guī)則的能量管理策略。

1 雙模式混合動(dòng)力系統(tǒng)

1.1 雙?；旌蟿?dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

如圖1和2所示，該雙?；旌蟿?dòng)力系統(tǒng)由發(fā)動(dòng)機(jī)、電機(jī)MG1、電機(jī)MG2和兩個(gè)行星排機(jī)構(gòu)PG1、PG2組成。每個(gè)行星排有太陽(yáng)輪、行星架和齒圈三個(gè)節(jié)點(diǎn)。電機(jī)MG1安裝在行星排1的太陽(yáng)輪上，當(dāng)車(chē)輛功率需求較大時(shí)可以作為輔助動(dòng)力源從蓄電池中獲得能量，當(dāng)車(chē)輛需求功率較小時(shí)可以作為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)化發(fā)動(dòng)機(jī)額外的機(jī)械能為蓄電池補(bǔ)充電量。電機(jī)MG2安裝在行星排2的太陽(yáng)輪上，用來(lái)直接驅(qū)動(dòng)車(chē)輛，制動(dòng)時(shí)還可以作為制動(dòng)能量回收裝置。發(fā)動(dòng)機(jī)安裝在行星排1的齒圈上，其所產(chǎn)生的功率通過(guò)行星排1進(jìn)行分流，一部分能量直接傳遞到輸出端驅(qū)動(dòng)車(chē)輛行駛，另一部分能量通過(guò)發(fā)電機(jī)MG1轉(zhuǎn)化為電能儲(chǔ)存在蓄電池中或者用來(lái)驅(qū)動(dòng)電機(jī)MG2；兩個(gè)行星排的行星架固連在一起后作為輸出端與主減速器相連接。此外，該混合動(dòng)力系統(tǒng)中還存在三個(gè)離合器B1、C1和OWC1，通過(guò)控制離合器的鎖止與釋放來(lái)實(shí)現(xiàn)不同工作模式的切換。其中，OWC1為單向離合器，防止發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)倒拖。

圖1 混合動(dòng)力系統(tǒng)示意圖Fig.1 Scheme Diagram of Hybrid System

Engine：發(fā)動(dòng)機(jī) MG1：電機(jī)1 MG2：電機(jī)2 B1、C1：離合器 OWC1：?jiǎn)蜗螂x合器 PG1：行星齒輪組1 PG2：行星齒輪組2

圖2 混合動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

Fig.2 Structure Diagram of Hybrid System

1.2 雙?；旌蟿?dòng)力系統(tǒng)工作模式分析

由上節(jié)所述可知，通過(guò)三個(gè)離合器的開(kāi)閉與結(jié)合，可以實(shí)現(xiàn)不同模式的切換，具體如下表1所示。

表1 不同工作模式下離合器的開(kāi)閉情況以及各動(dòng)力源的工作狀態(tài)(●表示閉合，○表示斷開(kāi))

1.2.1 純電動(dòng)模式1(CD1)

純電動(dòng)工作模式1，離合器C1、OWC1斷開(kāi)，離合器B1閉合，由電機(jī)MG2單獨(dú)驅(qū)動(dòng)車(chē)輛行駛。該模式下，行星排PG2僅起到固定齒比的減速器作用，行星排PG1沒(méi)有動(dòng)力輸出，且由于發(fā)動(dòng)機(jī)的慣性較大，電機(jī)MG1處于倒拖狀態(tài)，既不發(fā)電也不提供動(dòng)力輸出。采用等效杠桿原理[6]得到各動(dòng)力源的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關(guān)系如下：

(1)

圖3 純電動(dòng)模式1等效杠桿圖Fig.3 Equivalent Lever Diagram of One Motor EV Mode

1.2.2 純電動(dòng)模式2(CD2)

純電動(dòng)模式2，離合器B1、OCW1閉合，離合器C1斷開(kāi)，發(fā)動(dòng)機(jī)不工作，電動(dòng)機(jī)MG1、MG2同時(shí)參與車(chē)輛的驅(qū)動(dòng)。此時(shí)，行星排PG1、PG2相當(dāng)于兩個(gè)減速器并聯(lián)在一起，電機(jī)MG1和MG2的扭矩經(jīng)過(guò)放大后耦合在一起，形成一種轉(zhuǎn)矩耦合結(jié)構(gòu)。各動(dòng)力源的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關(guān)系如下：

(2)

圖4 純電動(dòng)模式2等效杠桿圖Fig.4 Equivalent Lever Diagram of Two Motor EV Mode

1.2.3 低速增程模式(CS1)

低速增程模式下，離合器B1閉合，離合器OWC1、C1斷開(kāi)，發(fā)動(dòng)機(jī)參與驅(qū)動(dòng)。此時(shí)整車(chē)需求功率較小，且由于發(fā)動(dòng)機(jī)在低速、低扭工況下的效率很低，所以需要控制發(fā)動(dòng)機(jī)工作在高效區(qū)域，發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的機(jī)械能一部分通過(guò)輸出軸與MG2的能量進(jìn)行匯流后用來(lái)驅(qū)動(dòng)車(chē)輛行駛，另一部分驅(qū)動(dòng)發(fā)電機(jī)MG1發(fā)電。如圖5所示，將MG2等效到C2上則可以發(fā)現(xiàn)，該模式實(shí)際為輸入分流模式。各動(dòng)力源的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關(guān)系如下：

(3)

圖5 低速增程模式等效杠桿圖Fig.5 Equivalent Lever Diagram of Low Extended Range Mode

1.2.4 固定速比增程模式(CS2)

固定速比增程模式下，離合器B1、C1閉合，單向離合器OWC1斷開(kāi)，電機(jī)MG2和發(fā)動(dòng)機(jī)工作，電機(jī)MG1由離合器C1鎖止，不工作。發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的所有功率全部輸出到車(chē)輪端，在行星排1上不存在功率分流現(xiàn)象。電機(jī)MG2的工作狀況視車(chē)輛需求而定，當(dāng)車(chē)輛制動(dòng)時(shí)，MG2作為能量回收裝置發(fā)電；當(dāng)車(chē)輛的功率需求較高時(shí)，電機(jī)MG2驅(qū)動(dòng)以補(bǔ)充額外的功率需求；當(dāng)車(chē)輛的功率需求較低時(shí)，電機(jī)MG2通過(guò)吸收發(fā)動(dòng)機(jī)多余的功率發(fā)電，從而調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)工作在高效區(qū)域。同純電動(dòng)模式CD2一樣，該模式也為轉(zhuǎn)矩耦合的并聯(lián)機(jī)構(gòu)。各動(dòng)力源的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關(guān)系如下：

(4)

圖6 固定速比增程模式等效杠桿圖

Fig.6 Equivalent Lever Diagram of Fixed Ratio Extended Range Mode

1.2.5 高速增程模式(CS3)

高速增程模式下，離合器B1、OWC1斷開(kāi)，離合器B1鎖止。發(fā)動(dòng)機(jī)，電機(jī)MG1，電機(jī)MG2均參與工作，兩個(gè)電機(jī)是否以電動(dòng)機(jī)或者發(fā)電機(jī)運(yùn)行需要視整車(chē)的功率需求而定。通過(guò)控制電機(jī)MG1、MG2來(lái)控制發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩，使得發(fā)動(dòng)機(jī)在高效區(qū)域內(nèi)運(yùn)行。該模式為典型的復(fù)合分流模式。各動(dòng)力源的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩關(guān)系式如下：

(5)

圖7 高速增程模式等效杠桿圖Fig.7 Equivalent Lever Diagram of High Extended Range Mode

1.3 各工作模式差異性分析

對(duì)比式(1)和式(2)可知，CD1和CD2兩種模式下的速度約束公式相同，車(chē)輛速度均受到MG1、MG2極限速度的制約，且車(chē)輛行駛的速度區(qū)間完全相同。由于CD2模式下雙電機(jī)共同驅(qū)動(dòng)車(chē)輛，耦合后的輸出扭矩比CD1模式更寬，因此CD1適用于低速、低扭矩的工況，CD2模式適用于低速、大扭矩的工況。CS1模式下發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速可通過(guò)MG1進(jìn)行調(diào)節(jié)，MG1轉(zhuǎn)速為負(fù)，工作于發(fā)電狀態(tài)。車(chē)輛速度受到電機(jī)MG2極限速度的制約，轉(zhuǎn)矩區(qū)間與CD2模式相同，CS1模式彌補(bǔ)了低速、大扭矩狀況下純電動(dòng)驅(qū)動(dòng)效率低下的不足，發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)于CD1向CD2模式切換的過(guò)程中，CS1適用于低速、大扭矩的工況。CS2模式下車(chē)輛的速度區(qū)間與CS1完全相同，高速行駛時(shí)，CS2模式發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速相對(duì)較低，CS2與CS1兩種模式下的轉(zhuǎn)矩區(qū)間完全相同，中高速低扭工況下，CS2模式可使MG2工作于發(fā)電狀態(tài)，從而拉高發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩，使得發(fā)動(dòng)機(jī)處于高效工作狀態(tài)，CS2模式適用于中高速、低扭矩工況。相比于CS2模式，CS3模式的車(chē)速范圍更寬，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速與車(chē)速解耦，可直接通過(guò)調(diào)節(jié)MG1的轉(zhuǎn)速使得發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)在高效工作區(qū)間。雖然與CS2模式輸出轉(zhuǎn)矩的工作區(qū)間完全相同，但CS3模式下MG2長(zhǎng)期工作于發(fā)電狀態(tài)，從而拉高發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩，使得發(fā)動(dòng)機(jī)處于高效工作狀態(tài)，適用于高速低扭矩工況。

表2 不同工作模式對(duì)應(yīng)的最優(yōu)工況

1.4 高速增程模式系統(tǒng)傳動(dòng)效率分析

由前面的分析可知，高速增程模式下，行星排對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的機(jī)械功率進(jìn)行多次分流，同時(shí)在輸出端對(duì)所有分流后的功率再次進(jìn)行匯流，為典型的復(fù)合功率分流模式，系統(tǒng)比較復(fù)雜。而機(jī)械能在轉(zhuǎn)化為電能的同時(shí)存在能量轉(zhuǎn)化的損失，隨后電能再次轉(zhuǎn)化為機(jī)械能，又存在能量損失，因此，機(jī)械能轉(zhuǎn)化為電能越多，二次轉(zhuǎn)化所造成的整體效率越低。對(duì)復(fù)合功率分流模式下的傳動(dòng)效率進(jìn)行研究，能夠確定機(jī)械結(jié)構(gòu)的合理性。

1.4.1 傳動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)關(guān)系分析

圖8所示為高速增程模式下各動(dòng)力源以及變速箱的轉(zhuǎn)矩傳遞關(guān)系。其中，TMG1、TMG2、TEng分別表示電機(jī)MG1、MG2和發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出扭矩；TS1、TC1、TR1分別表示行星齒輪機(jī)構(gòu)PG1作用在太陽(yáng)輪、行星架和齒圈上的扭矩；TS2、TC2、TR2分別表示行星齒輪機(jī)構(gòu)PG2作用在太陽(yáng)輪、行星架和齒圈上的扭矩；TOut為地面對(duì)車(chē)輪端的扭矩經(jīng)過(guò)主減速器后，作用在變速箱上面的倒拖扭矩；k1、k2分別表示行星齒輪機(jī)構(gòu)PG1、PG2的特征參數(shù)。

忽略行星齒輪轉(zhuǎn)動(dòng)慣量以及各個(gè)齒輪之間摩擦力相互作用的影響，該模式下各傳動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)關(guān)系式可表示如下：

圖8 復(fù)合功率分流模式下的轉(zhuǎn)矩傳遞關(guān)系

Fig.8 Torque Transfer Relationship in Compound Power Split Mode

(6)

式中，IS1、IC1、IR1分別表示行星齒輪機(jī)構(gòu)PG1太陽(yáng)輪、行星架以及齒圈的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；IS2、IC2、IR2分別表示行星齒輪機(jī)構(gòu)PG2太陽(yáng)輪、行星架以及齒圈的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；K為主減速器傳動(dòng)比。

1.4.2 傳動(dòng)效率分析

在功率分流結(jié)構(gòu)中，發(fā)動(dòng)機(jī)功率可以通過(guò)機(jī)械路徑和電路徑兩種方式傳遞到車(chē)輪，考慮到電路徑存在二次轉(zhuǎn)化使得整體效率降低，因此希望發(fā)動(dòng)機(jī)功率通過(guò)電路徑的部分越小越好。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)功率全部通過(guò)機(jī)械路徑傳遞到車(chē)輪時(shí)，整車(chē)效率最高，電池的電功率為零[7][8]。在復(fù)合分流機(jī)構(gòu)中，存在兩種情況滿足以上條件：1)電機(jī)MG1的轉(zhuǎn)速為零，電機(jī)MG2的轉(zhuǎn)矩為零；2)電機(jī)MG1的轉(zhuǎn)矩為零，電機(jī)MG2的轉(zhuǎn)速為零。將以上兩種情況下的輸出軸轉(zhuǎn)速ωOut與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速ωEng之比定義為機(jī)械點(diǎn)[8]，即當(dāng)傳動(dòng)比等于機(jī)械點(diǎn)時(shí)，電功率為零，發(fā)動(dòng)機(jī)功率全部通過(guò)機(jī)械路徑傳遞到車(chē)輪。

忽略各運(yùn)動(dòng)部件的角加速度，并假設(shè)電池的電功率為零，則公式(6)可以簡(jiǎn)化為：

(7)

推導(dǎo)得出電功率分流比如下：

(8)

式中，Pelect表示電功率，PEngine表示發(fā)動(dòng)機(jī)功率，i1對(duì)應(yīng)電機(jī)MG1轉(zhuǎn)速為零時(shí)的機(jī)械點(diǎn)，i2對(duì)應(yīng)電機(jī)MG2轉(zhuǎn)速為零時(shí)的機(jī)械點(diǎn)，傳動(dòng)比i=ωout/ωEng。

圖9 電功率分配比例曲線Fig.9 Distribution Ratio Curve of Electric Power

分析圖8可知，當(dāng)傳動(dòng)比i較小時(shí)，電功率分流比大于1，電機(jī)MG1的輸出功率大于發(fā)動(dòng)機(jī)輸出功率，ηP_elect較大，且隨著傳動(dòng)比的減小急劇增大。當(dāng)傳動(dòng)比i等于i1時(shí)，ηP_elect為零。傳動(dòng)比i處于i1和i2之間時(shí)，ηP_elect較小，且最大不超過(guò)0.3。傳動(dòng)比i大于i2時(shí)，ηP_elect逐漸增大。因此，在變速箱機(jī)械結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)之初，應(yīng)盡量使得變速箱的傳動(dòng)比處在兩個(gè)機(jī)械點(diǎn)之間，傳動(dòng)比范圍保持在0.4～1.5之間。

2 能量管理控制策略研究

2.1 能量管理策略控制架構(gòu)

駕駛員模型根據(jù)車(chē)輛期望速度和實(shí)際速度反饋確定加速踏板或者制動(dòng)踏板的行程，同時(shí)也確定了駕駛員的需求扭矩。能量管理模塊根據(jù)駕駛員需求扭矩、電池實(shí)際SOC、車(chē)速以及各動(dòng)力源的實(shí)時(shí)狀態(tài)等信息進(jìn)行工作模式的判斷，同時(shí)根據(jù)離合器的開(kāi)閉信號(hào)對(duì)各動(dòng)力源進(jìn)行扭矩分配?？刂葡到y(tǒng)的整體架構(gòu)如圖10所示。

下文策略分析中所提到的符號(hào)以及其代表的含義見(jiàn)表3。

2.2 駕駛員需求扭矩

為了對(duì)不同工作模式下各動(dòng)力源的輸出扭矩進(jìn)行分配，需要計(jì)算駕駛員需求扭矩[13]。本策略中根據(jù)車(chē)輛縱向動(dòng)力學(xué)理論[9]計(jì)算車(chē)輪端的需求扭矩，同時(shí)根據(jù)整車(chē)期望速度與實(shí)際速度的差值，采用PI控制器計(jì)算補(bǔ)償扭矩。

Twheel=Fwheelrw

(9)

圖10 能量管理控制系統(tǒng)架構(gòu)Fig.10 Structure of Energy Management Control

表3 邏輯門(mén)限控制參數(shù)定義

Fwheel=FR+FG+FD+Fa

(10)

(11)

式中，F(xiàn)wheel為車(chē)輪端的驅(qū)動(dòng)力，F(xiàn)R、FG、FD、Fa分別代表車(chē)輪滾動(dòng)阻力、坡度阻力、空氣阻力和加速阻力。rw為車(chē)輪滾動(dòng)半徑，ig為主減速器減速比，ΔT為由PI控制器計(jì)算的補(bǔ)償扭矩。

2.3 工作模式切換控制

1.3節(jié)分析了不同工作模式所對(duì)應(yīng)的最佳行駛工況，基于此進(jìn)行工作模式切換控制邏輯的開(kāi)發(fā)。

2.3.1 純電動(dòng)模式

當(dāng)v≤Vev_max且SOCrel≥SOCCD_min時(shí)，為純電動(dòng)模式。

(1) 若整車(chē)需求扭矩0≤TDem≤TMG2_high時(shí)，進(jìn)入純電動(dòng)模式1(CD1模式)；

(2) 當(dāng)TMG2_high≤TDem≤TMG2_high+TMG1_high時(shí)，進(jìn)入純電動(dòng)模式2(CD2模式)；

(3) 當(dāng)v≥Vev_max或SOCrel≤SOCCD_min時(shí)，退出純電動(dòng)模式，隨后控制電機(jī)MG1拖動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)，進(jìn)入增程模式。

圖11 駕駛員需求扭矩計(jì)算框圖Fig.11 Block Diagram for Calculating Driver Demand Torque

2.3.2 增程模式

發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)后即進(jìn)入增程模式。

(1) 當(dāng)整車(chē)車(chē)速較低、功率需求較大時(shí)，為了兼顧發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行效率，需要保證發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速n≥ne_min，此時(shí)應(yīng)該選擇低速增程模式，通過(guò)控制電機(jī)MG1反轉(zhuǎn)拉高發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。MG1處于發(fā)電狀態(tài)，獲得的電量提供給電機(jī)MG2。

(2) 當(dāng)電池電量SOC≤SOCCS_min時(shí)，需要對(duì)電池進(jìn)行充電，基于減小系統(tǒng)損失考慮，選擇固定速比增程模式，此時(shí)鎖定電機(jī)MG1，通過(guò)控制MG2作為發(fā)電機(jī)為電池充電。

(3) 當(dāng)整車(chē)車(chē)速需求較高時(shí)，選擇高速增程模式。

2.4 發(fā)動(dòng)機(jī)控制

增程模式下，對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)的控制需要始終圍繞發(fā)動(dòng)機(jī)的外特性曲線以及燃油消耗特性曲線來(lái)展開(kāi)。確保在提供充足動(dòng)力的同時(shí)使得發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗量盡可能低。圖12所示為發(fā)動(dòng)機(jī)外特性曲線，通過(guò)等功率曲線與燃油消耗特性曲線的交點(diǎn)擬合得到發(fā)動(dòng)機(jī)的最優(yōu)工作曲線。對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)的控制策略需要保證發(fā)動(dòng)機(jī)的工作點(diǎn)始終處于最優(yōu)工作曲線上。

圖12 發(fā)動(dòng)機(jī)特性曲線Fig.12 Engine Characteristic Curve

2.4.1 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速控制策略

由前述分析可知，增程模式除了CS2模式下電機(jī)MG1鎖止以外，其他兩種模式發(fā)動(dòng)機(jī)和MG1均通過(guò)行星排1實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)速耦合，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速與車(chē)速解耦，因此當(dāng)控制器實(shí)時(shí)分配給發(fā)動(dòng)機(jī)某一轉(zhuǎn)矩值時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)在相應(yīng)的等功率線上運(yùn)行，可通過(guò)調(diào)節(jié)電機(jī)MG1的轉(zhuǎn)速來(lái)調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，從而使得發(fā)動(dòng)機(jī)的工作點(diǎn)處于最佳效率點(diǎn)。但是當(dāng)需求功率較低時(shí)，即使發(fā)動(dòng)機(jī)的工作點(diǎn)在最優(yōu)曲線上，此時(shí)的燃油消耗率還是很高，因此有必要?jiǎng)澐职l(fā)動(dòng)機(jī)的高效區(qū)域從而對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)定轉(zhuǎn)速限制，ne_min為發(fā)動(dòng)機(jī)高效區(qū)域轉(zhuǎn)速下限值，ne_max為發(fā)動(dòng)機(jī)的上限值，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速限制將整車(chē)車(chē)速劃分為低，中，高三個(gè)區(qū)域[10]。當(dāng)車(chē)速低于VL時(shí)，如前所述的轉(zhuǎn)速耦合關(guān)系能夠避免發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速過(guò)低。由于發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速只與電機(jī)MG1耦合，與電機(jī)MG2無(wú)關(guān)，因此只需要通過(guò)分析單行星排PG1即可確定車(chē)速VL和VH的值，如下圖14所示，定義轉(zhuǎn)速向左方向?yàn)樨?fù)，向右方向?yàn)檎?。?chē)速VL的確定取決于發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速ne_min，此時(shí)電機(jī)MG1的轉(zhuǎn)速為0，車(chē)速VL可表示為：

圖13 發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩特性Fig.13 Engine Output Torque

(12)

車(chē)速VH的確定取決于發(fā)動(dòng)機(jī)最大轉(zhuǎn)速ne_max，同樣電機(jī)MG1的轉(zhuǎn)速為0，VH可以表示為：

(13)

式(12)和(13)中，k1為行星排PG1的特性參數(shù)，rw為輪胎半徑。

(1) 當(dāng)車(chē)速V≤VL時(shí)，控制電動(dòng)機(jī)MG1反方向運(yùn)轉(zhuǎn)從而保證發(fā)動(dòng)機(jī)維持在在最小轉(zhuǎn)速ωEng_min，MG1轉(zhuǎn)速可表達(dá)為：

(14)

電機(jī)MG1作用在太陽(yáng)輪S1上的轉(zhuǎn)矩方向與電機(jī)的旋轉(zhuǎn)方向相反，處于發(fā)電狀態(tài)，忽略電機(jī)的功率損失，可以計(jì)算得到電機(jī)MG1的功率：

(15)

(2) 當(dāng)車(chē)速VL≤V≤VH時(shí)，鎖定電機(jī)MG1，此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)與電動(dòng)機(jī)MG2以轉(zhuǎn)矩耦合模式運(yùn)行，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速正比于車(chē)速。中轉(zhuǎn)速區(qū)間內(nèi)，忽略發(fā)動(dòng)機(jī)的機(jī)械損失，所有發(fā)動(dòng)機(jī)功率全部傳遞到輸出軸。

(3) 當(dāng)車(chē)速V≥VH時(shí)，為了保證發(fā)動(dòng)機(jī)維持在最大轉(zhuǎn)速ωEng_max，需要控制電機(jī)MG1沿正方向轉(zhuǎn)動(dòng)，此時(shí)MG1作為電動(dòng)機(jī)，計(jì)算其電驅(qū)動(dòng)功率為：

(16)

圖14 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速等效杠桿圖Fig.14 Equivalent Lever Diagram of Engine Speed

2.4.2 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩控制策略

發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)矩控制建立在前面轉(zhuǎn)速控制的基礎(chǔ)之上。增程模式下，發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)矩與電機(jī)MG2的轉(zhuǎn)矩相耦合，當(dāng)整車(chē)的需求扭矩一定時(shí)，且發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速確定后，通過(guò)調(diào)節(jié)MG2的轉(zhuǎn)矩使得發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩盡量靠近最優(yōu)曲線，以實(shí)現(xiàn)減小油耗的目的。

(1) 當(dāng)車(chē)速處于低車(chē)速區(qū)域內(nèi)，即V≤VL，發(fā)動(dòng)機(jī)以最小速度ne_min運(yùn)轉(zhuǎn)。

若此時(shí)整車(chē)的需求扭矩大于發(fā)動(dòng)機(jī)在該轉(zhuǎn)速下所對(duì)應(yīng)的最優(yōu)轉(zhuǎn)矩時(shí)，如圖15所示A點(diǎn)，應(yīng)該盡量調(diào)整電機(jī)MG2的轉(zhuǎn)矩使得發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在圖中B點(diǎn)，即發(fā)動(dòng)機(jī)提供功率TB，電機(jī)MG2提供功率TA-B。但是電機(jī)MG2由于電池電量的限制，并不能在所有狀況下都能夠提供所需的轉(zhuǎn)矩TA-B。當(dāng)電池實(shí)際電量SOCrel≥SOCCS_min時(shí)，能夠給電機(jī)提供充足的電量，則電機(jī)MG2提供轉(zhuǎn)矩TA-B；但當(dāng)電池電量SOCrel≤SOCCS_min時(shí)，基于電池的壽命考慮，不宜輸出功率，電池處于靜默狀態(tài)，則電機(jī)MG2唯一的功率來(lái)源于MG1的發(fā)電功率見(jiàn)式(15)，計(jì)算出此時(shí)MG2的輸出扭矩為：

(17)

為了滿足車(chē)輛的動(dòng)力性需求，控制器適當(dāng)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩請(qǐng)求TB′≥TB，使得TB′=TDem-TMG2。

若整車(chē)的需求扭矩小于發(fā)動(dòng)機(jī)在該轉(zhuǎn)速下所對(duì)應(yīng)的最優(yōu)轉(zhuǎn)矩時(shí)，如圖15所示C點(diǎn)，根據(jù)電源的SOC狀態(tài)又存在多種情況當(dāng)SOCrel≤SOCCS_min時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行于點(diǎn)B，提供最優(yōu)輸出扭矩TB，電機(jī)MG1發(fā)電，功率如式(15)，電機(jī)MG2提供扭矩-TA-B，即電機(jī)MG2也作為發(fā)電機(jī)為電池充電。當(dāng)SOCCS_min≤SOCrel≤SOCCS_max時(shí)，電機(jī)MG2的功率全部由發(fā)電機(jī)MG1提供，即TMG2，發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際輸出扭矩TB′≤TB，TB′=TDem-TMG2。當(dāng)SOCrel≥SOCCS_max時(shí)，此時(shí)關(guān)閉發(fā)動(dòng)機(jī)即進(jìn)入CD2模式。

圖15 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩控制策略示意圖Fig.15 Scheme of Engine Torque Control Strategy

(2) 當(dāng)車(chē)速處于中速區(qū)域內(nèi)行駛時(shí)，即VL≤V≤VH時(shí)，關(guān)閉電機(jī)MG1，發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)MG2為轉(zhuǎn)矩耦合，發(fā)動(dòng)機(jī)的速度正比于車(chē)速。

(3) 當(dāng)車(chē)速處于高速區(qū)域內(nèi)行駛，即V≥VH時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)以最大轉(zhuǎn)速ne_max運(yùn)轉(zhuǎn)。電機(jī)MG1的轉(zhuǎn)速方向與轉(zhuǎn)矩方向相同，作為電動(dòng)機(jī)從電池吸收能量驅(qū)動(dòng)車(chē)輛。

當(dāng)車(chē)輛的需求扭矩大于發(fā)動(dòng)機(jī)在該速度下對(duì)應(yīng)的最佳扭矩時(shí)，如圖15所示G點(diǎn)，且當(dāng)電池的荷電狀態(tài)SOCrel≤SOCCS_min時(shí)，電池不宜進(jìn)行放電，通過(guò)分析該雙模機(jī)構(gòu)的構(gòu)型發(fā)現(xiàn)，在車(chē)輛行駛狀態(tài)下，電機(jī)MG2也必須處于運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)，否則，由于車(chē)輛的慣性遠(yuǎn)大于電機(jī)MG2的慣性，從行星排PG1傳來(lái)的動(dòng)力不能有效地傳遞到車(chē)輪，僅僅使得MG2空轉(zhuǎn)。在這種情況下僅存在一種解決方法，即通過(guò)控制發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速大于當(dāng)前車(chē)速V所對(duì)應(yīng)的固定速比模式(CS2)下發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速，迫使電機(jī)MG1反轉(zhuǎn)，MG1作為發(fā)電機(jī)運(yùn)行后產(chǎn)生的電能提供給電機(jī)MG2，電池不參與能量的流動(dòng)。這種方法使得發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)高于其最大轉(zhuǎn)速限制，油耗增大，且不一定能夠滿足整車(chē)的扭矩需求。一般應(yīng)該盡力避免在電量不足的情況下進(jìn)行高速行駛。當(dāng)電池的荷電狀態(tài)SOCrel≥SOCCS_min時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)以最大轉(zhuǎn)速ne_max運(yùn)轉(zhuǎn)，此時(shí)由發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)MG2共同牽引車(chē)輛行駛。

當(dāng)車(chē)輛的需求扭矩小于發(fā)動(dòng)機(jī)在最大轉(zhuǎn)速下對(duì)應(yīng)的最佳扭矩時(shí)，如圖15中K點(diǎn)，且當(dāng)電池荷電狀態(tài)SOCrel≤SOCCS_max則控制發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在H點(diǎn)，即發(fā)動(dòng)機(jī)提供扭矩TH，電機(jī)MG2作為發(fā)電機(jī)提供負(fù)向扭矩-TH_G。當(dāng)SOCrel>SOCCS_max時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)停轉(zhuǎn)，切換至純電動(dòng)模式。

2.5 電機(jī)控制

在確定了發(fā)動(dòng)機(jī)的最優(yōu)轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速之后，電機(jī)MG1的準(zhǔn)靜態(tài)扭矩可根據(jù)公式(3)計(jì)算得到：

(18)

電機(jī)MG2的準(zhǔn)靜態(tài)扭矩可根據(jù)整車(chē)需求轉(zhuǎn)矩和發(fā)動(dòng)機(jī)需求轉(zhuǎn)矩計(jì)算得到：

(19)

由于發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速需要通過(guò)電機(jī)MG1調(diào)節(jié)，因此電機(jī)MG1的扭矩還需要根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)期望轉(zhuǎn)速與實(shí)際轉(zhuǎn)速之間的差值，由PI控制器進(jìn)行補(bǔ)償，具體的控制框圖見(jiàn)下圖(16)。

圖16 電機(jī)MG1需求扭矩計(jì)算框圖Fig.16 Block Diagram for Calculating Demand Torque of MG1

3 仿真分析

為了驗(yàn)證能量管理策略的燃油經(jīng)濟(jì)性，將車(chē)輛模型置于新歐洲行駛工況(NEDC)(圖17)下進(jìn)行仿真?？刂撇呗灾懈鲄?shù)閾值的設(shè)定見(jiàn)表4，車(chē)輛參數(shù)以及相關(guān)動(dòng)力總成參數(shù)見(jiàn)表5，建立的Simulink/Amesim聯(lián)合仿真模型見(jiàn)圖18。

圖17 NEDC行駛工況Fig.17 NEDC Driving Cycle

圖19所示為NEDC工況下各動(dòng)力源的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速。由圖(a)可以看出在NEDC工況后期，較大的整車(chē)需求轉(zhuǎn)矩使得發(fā)動(dòng)機(jī)的介入時(shí)間較長(zhǎng)。圖(b)顯示發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)后轉(zhuǎn)速一直維持在700～4000 rpm區(qū)間內(nèi)。圖(c)和圖(d)對(duì)比可見(jiàn)，大部分時(shí)間電機(jī)MG1的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速方向相反，即電機(jī)MG1處于發(fā)電狀態(tài)，約1050 s以后，電機(jī)MG1處于驅(qū)動(dòng)狀態(tài)為車(chē)輛提供額外的轉(zhuǎn)矩需求。通過(guò)圖(e)和圖(f)可以看出，電機(jī)MG2的轉(zhuǎn)速與整車(chē)轉(zhuǎn)速相反且呈比例關(guān)系，且當(dāng)整車(chē)減速時(shí)，電機(jī)MG2的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩方向相反，處于發(fā)電狀態(tài)回收制動(dòng)能量。

表4 控制器中定義的閾值

表5 整車(chē)基本參數(shù)

圖18 Simulink/Amesim聯(lián)合仿真模型Fig.18 Simulink/Amesim Co-simulation Model

為了直觀的判斷策略的有效性，圖20給出了發(fā)動(dòng)機(jī)不同轉(zhuǎn)速下的實(shí)際輸出轉(zhuǎn)矩，可以看出發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際轉(zhuǎn)矩大多數(shù)情況下都能夠很好的集中在最優(yōu)曲線附近。圖21所示為NEDC工況下電池SOC的變化，其初始SOC為0.8，當(dāng)電量下降到0.6附近時(shí)即對(duì)電池充電，使得電池的SOC維持在預(yù)定的范圍之內(nèi)。

(a) 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩

(b) 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速

(c) 電機(jī)MG1轉(zhuǎn)矩

(d) 電機(jī)MG1轉(zhuǎn)速

(e) 電機(jī)MG2轉(zhuǎn)矩

(f) 電機(jī)MG2轉(zhuǎn)速

圖19 NEDC工況下各動(dòng)力源轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速

Fig.19 Torques and Speeds of Power Elements in NEDC Driving Cycle

圖20 不同轉(zhuǎn)速下發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際輸出扭矩Fig.20 The actual Output Torque of the Engine at different Speeds

圖21 NEDC工況下電池SOCFig.21 Battery SOC in NEDC Driving Cycle

4 總結(jié)

(1) 針對(duì)一款功率分流式行星齒輪機(jī)構(gòu)，分析了不同運(yùn)行模式下發(fā)動(dòng)機(jī)、電機(jī)MG1、電機(jī)MG2以及整車(chē)之間的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩耦合關(guān)系，同時(shí)對(duì)高速增程模式下系統(tǒng)的傳動(dòng)效率進(jìn)行了分析，在此基礎(chǔ)上制定了模式切換邏輯。

(2) 制定了以發(fā)動(dòng)機(jī)為控制對(duì)象的能量管理策略，根據(jù)混合驅(qū)動(dòng)模式下發(fā)動(dòng)機(jī)與整車(chē)轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩解耦的特點(diǎn)，通過(guò)分別控制電機(jī)MG1和電機(jī)MG2使得發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在最優(yōu)工作曲線上。

(3) 建立了Simulink/AMESim聯(lián)合仿真模型，將模型置于NEDC工況下進(jìn)行仿真，仿真結(jié)果表明，不同轉(zhuǎn)速下發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際輸出扭矩始終在最優(yōu)曲線附近波動(dòng)，同時(shí)電池的SOC維持在合理的范圍內(nèi)，驗(yàn)證了策略的有效性。