初鏞坤，楊 坤, 2，常依樂，聶孟穩(wěn)，譚樹梁

(1.山東理工大學交通與車輛工程學院，山東淄博 255000；2.山東意威汽車科技有限公司，山東淄博 255000；3.一汽解放汽車有限公司商用車開發(fā)院，吉林長春 130011)

隨著能源危機和環(huán)境污染問題的加劇，國家對汽車油耗和排放的要求日益嚴格。行星排混聯式混合動力汽車(planetary gearset power-split hybrid electric vehicle,PPHEV)因能通過電機調節(jié)發(fā)動機的轉速和轉矩，優(yōu)化發(fā)動機工作區(qū)間，成為汽車行業(yè)的研究熱點[1-4]。在PPHEV整車構型方面，這些研究主要可以分為2個方面：構型分析方法和構型拓撲結構設計。在構型分析方法方面，KANG等[5]和ZHANG[6]分別用杠桿法和鍵合圖法分析了行星排混合動力構型中各動力總成部件的轉速轉矩關系，表明多行星排構型中各動力總成部件的轉速轉矩關系較為復雜。ZHUANG等[7]和劉強壽[8]則分別將D矩陣法和數學圖論理論應用于行星排混合動力構型的動力學建模和可行性驗證，結果表明，與單行星排構型相比，多行星排構型能夠實現更多工作模式，消除功率循環(huán)，提高整車動力性和經濟性。在構型拓撲結構設計方面，SON等[9]以降低動力傳動系統功率損失為目標，通過在單行星排混合動力構型上布置離合器和制動器，提出了一種多模式單行星排混合動力構型的設計方法。HU等[10]以發(fā)動機、電機和傳動系的綜合效率最優(yōu)為目標，提出了一種單行星排混合動力構型的設計方法。耿文冉等[11]通過離合器的布置，對CHS(corun hybrid system)多行星排構型的拓撲結構進行優(yōu)化，提高了整車經濟性。綜上所述，針對PPHEV整車構型，學者們以提高混合動力系統效率和整車動力性和經濟性為目標，從構型分析方法和構型拓撲結構設計2個方面展開研究。其中，多行星排構型易于實現多種工作模式，顯著提高整車動力性和經濟性，所以目前有關PPHEV整車構型的大部分研究是基于多行星排構型展開的。而與多行星排構型相比，單行星排構型中各動力總成部件的轉速轉矩關系較為簡單，因而控制較為簡便。但現有單行星排構型能實現的工作模式較少，難以兼顧整車動力性和經濟性，且工作時可能出現功率循環(huán)，產生能量損耗，降低整車經濟性。

針對上述問題，本文提出一種結合自動離合器、自動制動器和減速齒輪副的新型單行星排混聯式混合動力構型，并針對某乘用車進行關鍵總成參數匹配、行星排齒輪結構設計和強度分析。以發(fā)動機燃油經濟性最佳為目標，對行星排混聯式混合動力汽車基于邏輯門限的能量管理控制策略進行研究，并利用AVL Cruise和MATLAB/Simulink/Stateflow搭建聯合仿真平臺，對整車動力性和經濟性進行驗證。

1 新型單行星排混聯式混合動力構型設計

圖1是一種現有的單行星排混聯式混合動力構型，以下簡稱為構型A。

圖1 構型A拓撲結構

圖1中，ENG，EM1和EM2分別為發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機；PLA為行星排，其中，S，C，R1和R2分別為太陽輪、行星架、內齒圈和外齒圈；SIN1，SIN2，FIN，DIF和WHE分別為行星排減速器、驅動電機減速器、主減速器、差速器和驅動輪；BAT，INV，BMS，MCU，ECU和HCU分別為動力電池、電機逆變器、電池管理系統、電機控制器、發(fā)動機控制器和整車控制器。由圖1可知，發(fā)動機ENG與行星架C相連，發(fā)電機EM1與太陽輪S相連，行星排PLA通過外齒圈R2輸出動力，動力經行星排減速器SIN1傳遞至主減速器FIN；驅動電機EM2通過驅動電機減速器SIN2將動力傳遞至主減速器FIN；整車控制器HCU、電池管理系統BMS、電機逆變器INV及其他控制器之間通過CAN總線進行信息交互[12]。

采用構型A的PPHEV簡稱為PPHEV-A。PPHEV-A在行星排作用下可以進行功率分流。為了便于分析功率分流模式下發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機的轉速和轉矩關系，作出如下假設：車速和整車的驅動需求轉矩的符號為正；發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機輸出功率時功率的符號為正；發(fā)動機在輸出功率時的轉速和轉矩的符號都為正。則基于上述假設，發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機三者在行星排約束下的轉速、轉矩和機械功率滿足表1中的關系。表中，neng_opt和Teng_opt分別表示發(fā)動機燃油經濟性最佳的工作區(qū)的轉速和轉矩；ua為車速；k為行星排特征參數；i0，i1和i2分別為主減速器、行星排減速器和驅動電機減速器傳動比；r為車輪滾動半徑；Tr為整車的驅動需求轉矩。

表1 部件的轉速、轉矩和機械功率的關系

由表1可知，在功率分流模式下，當車速ua和驅動需求轉矩Tr一定時，可以通過連續(xù)調節(jié)發(fā)電機轉速nem1來調節(jié)發(fā)動機轉速neng、通過調節(jié)驅動電機轉矩Tem2來調節(jié)發(fā)動機轉矩Teng，從而實現發(fā)動機工作區(qū)間的優(yōu)化和無級變速，提高發(fā)動機燃油經濟性[13]。其中，根據車速ua與發(fā)動機轉速neng以及驅動需求轉矩Tr與發(fā)動機轉矩Teng的相對大小，各變量會出現4種符號組合，4種符號組合下的功率流如圖2所示。

圖2 4種符號組合下的功率流示意

圖2中，Peng_m為發(fā)動機輸出的機械功率；Peng_m1和Peng_m2分別為通過太陽輪和齒圈輸出的發(fā)動機機械功率；Pem1_m和Pem1_e分別為發(fā)電機機械功率和電功率；Pem2_m和Pem2_e分別為驅動電機機械功率和電功率；Pbat_e為動力電池電功率；Peng_em1為通過齒圈輸出的發(fā)動機和發(fā)電機的機械功率；Preq為驅動需求功率。在組合1中，發(fā)動機在燃油經濟性最佳的工作區(qū)內工作，其機械功率Peng_m通過行星架輸入行星排，被行星排分流：一部分功率Peng_m1通過太陽輪輸入發(fā)電機，被發(fā)電機回收為電功率Pem1_e；另一部分功率Peng_m2通過齒圈輸入減速器。此時Peng_m2不大于Preq，所以驅動電機需要補償功率Pem2_m。動力電池根據發(fā)電機回收的電功率Pem1_e與驅動電機需求的電功率Pem2_e的相對大小來回收或補償電功率Pbat_e。組合2與組合1相比，Peng_m2大于Preq，所以驅動電機需要回收剩余功率Pem2_m。動力電池則回收來自發(fā)電機和驅動電機的電功率Pbat_e。組合3與組合1相比，由于車速ua較大，此時發(fā)電機機械功率符號為正，即輸出機械功率Pem1_m。又因為Peng_em1不大于Preq，所以驅動電機需要補償功率Pem2_m。動力電池則基于發(fā)電機和驅動電機的需求來輸出電功率Pbat_e。組合4與組合3相比，Peng_em1大于Preq，所以驅動電機需要回收剩余功率Pem2_m。動力電池根據發(fā)電機需求的電功率Pem1_e與驅動電機回收的電功率Pem2_e的相對大小來補償或回收電功率Pbat_e。由圖2 d)可知，此時出現了功率循環(huán)現象，即此時發(fā)電機和發(fā)動機輸出的機械功率的一部分被驅動電機以電功率的形式回收，這部分電功率的一部分又被發(fā)電機轉化為機械功率輸出，形成循環(huán)。從能量的角度來看，這部分能量經過多次轉換，增大了混合動力汽車動力傳動系的功率和能量損失，從而降低了整車燃油經濟性和動力性。同時，功率循環(huán)也會加大動力傳動系構件上的載荷，加劇構件的磨損，產生較大的振動和噪聲[14]。

針對這一問題，本文基于構型A，通過自動離合器、制動器和減速器的布置，得到圖3所示的構型B。

圖3 構型B拓撲結構

由圖3可知，與構型A相比，構型B增設了1個發(fā)動機減速器SIN3、1個自動制動器BRK和3個自動離合器CLU1，CLU2，CLU3，其他部件縮寫的含義與圖1相同。這一布置可帶來3個優(yōu)勢：1)當汽車高速行駛時，離合器CLU1分離，CLU2接合，CLU3分離，發(fā)電機關閉，發(fā)動機通過減速器SIN3直接驅動汽車，避免出現功率循環(huán)。2)當汽車的驅動需求轉矩較大時，離合器CLU1分離，CLU2接合，CLU3分離，制動器BRK鎖止。發(fā)電機參與驅動，可以在短時間內提供更大的驅動轉矩，提高汽車動力性。3)當電池電量較低時，離合器CLU1分離，切斷發(fā)動機和發(fā)電機與驅動橋之間的機械連接，使發(fā)電機在為電池充電時不受行駛工況變化的影響，從而提高充電速度。

采用構型B的PPHEV簡稱為PPHEV-B。PPHEV-B主要有8種工作模式，包括駐車模式、純電驅動模式、啟動發(fā)動機模式(功率分流)、功率分流驅動模式、啟動發(fā)動機模式(并聯)、并聯驅動模式、滑行減速模式、制動能量回收模式。各模式下的主要部件的工作狀態(tài)如表2所示。

表2 主要部件的工作狀態(tài)

2 關鍵總成參數匹配

基于表3和表4所示的某乘用車的整車性能指標和基本參數，對PPHEV-B進行關鍵總成參數匹配，主要包括發(fā)動機、驅動電機、發(fā)電機、動力電池和傳動系統的參數。

表3 整車性能指標

表4 整車基本參數

發(fā)動機功率要滿足汽車在水平或某一較小坡度路面上高速巡航時的動力性要求和目標循環(huán)工況的平均功率要求，還要滿足車載附件的功率要求[15]。

發(fā)電機功率要滿足駐車充電的功率要求；轉矩要滿足快速啟停發(fā)動機的要求；要具有較寬的調速范圍[15-16]。

驅動電機要滿足汽車的動力性要求和制動能量回收時的發(fā)電功率要求，還要滿足快速啟停發(fā)動機的要求[17]。

動力電池要滿足汽車在高速、急加速等工況下的功率和能量要求[18]。

傳動系統的參數應滿足如下要求：1)行星排特征參數應保證啟動發(fā)動機時發(fā)電機不會超速；2)發(fā)動機減速器速比應保證整車達到最高車速時發(fā)動機不會超速；3)發(fā)動機減速器速比應滿足整車全負荷加速和爬坡時的驅動轉矩需求；4)發(fā)動機減速器速比應保證混合動力系統不出現功率循環(huán)；5)驅動電機減速器速比應保證整車達到最高車速時驅動電機不會超速；6)驅動電機減速器速比應滿足整車全負荷加速和爬坡時的驅動轉矩需求。

以上要求用公式表示如下：

(1)

式中：k為行星排特征參數；nem1_max為發(fā)電機最高轉速；neng_idl為發(fā)動機怠速轉速；i3為發(fā)動機減速器速比；r為車輪滾動半徑；neng_max為發(fā)動機最高轉速；i0為主減速器速比；ua為車速；Treq_max為整車全負荷加速和爬坡時的最大驅動需求轉矩；Teng_max為發(fā)動機最大轉矩；Tem1_max為發(fā)電機峰值轉矩；i1為行星排減速器速比；i2為驅動電機減速器速比；nem2_max為驅動電機最高轉速；Tem2_max為驅動電機峰值轉矩。

PPHEV-A和PPHEV-B的關鍵總成參數如表5所示。由表5可知，PPHEV-A和PPHEV-B的關鍵總成參數主要在傳動系統方面有所不同，主要原因是PPHEV-A和PPHEV-B的拓撲結構及工作模式不同。

表5 關鍵總成參數匹配結果

3 行星排齒輪結構設計和強度分析

行星排是PPHEV-B中實現功率分流和無級變速的關鍵部件，需要具有足夠的強度?；陉P鍵總成參數匹配結果，對PPHEV-B的行星排各齒輪進行結構設計和強度分析。

3.1 結構設計

斜齒輪與直齒輪相比，具有傳動平穩(wěn)和承載能力高的優(yōu)點。所以行星排的齒輪選用漸開線斜齒圓柱齒輪，齒輪齒寬由式(2)計算得到[19]。

b=kcmn，

(2)

式中：kc為齒寬系數；mn為齒輪法面模數。

在行星排中，齒輪的齒數及行星輪的數目應滿足傳動比條件、同心條件、裝配條件和鄰接條件[20]，即式(3)。行星排的太陽輪、行星輪和內齒圈的齒數可通過式(3)計算得到。

(3)

式中：i1H為太陽輪與行星架的速比；z1，z2和z3分別為太陽輪、行星輪和內齒圈的齒數；γ為相鄰2個行星輪之間的太陽輪齒距的個數；N為行星輪數目；l為相鄰行星輪的中心距；d13為行星輪的齒頂圓直徑。

由式(3)可得行星排各齒輪的結構參數如表6所示，利用CATIA建立行星排的三維模型如圖4所示。

表6 行星排各齒輪的結構參數

圖4 行星排三維模型

3.2 強度分析

3.2.1 太陽輪和行星輪

1)三維模型導入

將基于CATIA搭建的三維模型導入至ANSYS workbench結構靜力學分析模塊。

2)材料參數及網格劃分

太陽輪和行星輪材料設為42CrMo，內齒圈材料設為20CrMnTi，材料物理性質如表7所示。采用六面體網格劃分法對齒輪副進行網格劃分，為了減小局部誤差，細化齒輪嚙合區(qū)域的局部網格劃分[20-21]。

表7 材料的物理性質

3)接觸對的建立

根據接觸對的定義原則，當齒輪副中一個大面與一個小面接觸時，將大面定義為目標面，小面定義為接觸面[20-21]。因此將接觸面較大的太陽輪齒面定義為目標面，將行星輪齒面定義為接觸面，并設定摩擦系數為0.2。

4)約束與載荷

對太陽輪、行星輪和內齒圈的接觸面分別施加載荷，所受的圓周力、徑向力、軸向力可由式(4)求得[20]：

(4)

式中：Ft為圓周力；T為齒輪輸入轉矩；d為分度圓直徑；α為壓力角；β為螺旋角；Fr為徑向力；Fa為軸向力。

由式(4)求得齒輪的最大載荷：Ft為3 520 N，Fr為1 347 N，Fa為1 143 N。即對行星輪、太陽輪的接觸面分別施加圓周載荷3 520 N、徑向載荷1 347 N、軸向載荷1 143 N。經過對齒輪副的強度分析，齒輪副的最大等效應力為306.25 MPa，發(fā)生在行星輪齒根處，小于許用彎曲應力310 MPa，符合設計要求，分析結果如圖5 a)所示。

3.2.2 內齒圈和行星輪

參照太陽輪和行星輪這對齒輪副的強度分析方法，對內齒圈和行星輪這對齒輪副進行分析，具體分析過程此處不再贅述。經過分析，齒輪副的等效應力最大為182.13 MPa，發(fā)生在內齒圈齒根處，小于許用彎曲應力450 MPa，符合設計要求，分析結果如圖5 b)所示。

圖5 等效應力云圖

4 整車能量管理控制策略

基于PPHEV-B的整車性能指標與工作模式提出了以發(fā)動機燃油經濟性最佳為目標的邏輯門限控制策略，并基于MATLAB/Simulink/Stateflow搭建了相應的整車控制模型?？刂颇Ｐ偷闹饕刂谱兞考斑壿嬮T限如表8所示，整車控制流程如圖6所示。各工作模式的控制邏輯說明如下。

表8 主要控制變量及邏輯門限

圖6 整車控制流程

4.1 駐車模式

當滿足這一模式的進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1和CLU2分離、CLU3接合、自動制動器BRK鎖止；發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機都關閉。此時，若發(fā)動機轉速較高，則發(fā)電機提供制動轉矩使發(fā)動機快速關停，并將回收的制動能量充入動力電池。

4.2 純電驅動模式

當滿足這一模式的進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1和CLU2分離、CLU3接合、自動制動器BRK鎖止；發(fā)動機和發(fā)電機關閉；驅動電機消耗動力電池的電能，提供全部的整車驅動需求轉矩。此時，若發(fā)動機轉速較高，則發(fā)電機提供制動轉矩使發(fā)動機快速關停，并將回收的制動能量充入動力電池。

4.3 啟動發(fā)動機(功率分流)模式

這一模式是進入功率分流驅動模式的前置過渡模式，當滿足這一模式的進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1和CLU2分離、CLU3接合、自動制動器BRK鎖止；發(fā)電機消耗動力電池的電能，拖動發(fā)動機提高轉速至點火啟動；驅動電機消耗動力電池的電能，提供全部的整車驅動需求轉矩。

4.4 功率分流驅動模式

當滿足這一模式進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1接合、CLU2分離、CLU3接合、自動制動器BRK松開；發(fā)動機在燃油經濟性最佳的曲線上工作；發(fā)電機基于車速和發(fā)動機的目標工作轉速對發(fā)動機的當前轉速進行調節(jié)，實現無極變速；驅動電機基于整車驅動需求轉矩和發(fā)動機的目標工作轉矩對發(fā)動機的當前轉矩進行調節(jié)。當動力電池SOC較低時，發(fā)動機提供額外的轉矩用于發(fā)電機給動力電池充電。

4.5 啟動發(fā)動機(并聯)模式

這一模式是進入并聯驅動模式的前置過渡模式，當滿足這一模式的進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1分離、CLU2接合、CLU3分離、自動制動器BRK鎖止；發(fā)電機關閉；驅動電機消耗動力電池的電能，拖動發(fā)動機提高轉速至點火啟動，并提供全部的整車驅動需求轉矩。

4.6 并聯驅動模式

當滿足這一模式的進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1分離、CLU2接合、CLU3接合、自動制動器BRK鎖止；發(fā)動機在燃油經濟性最佳的曲線上工作；當發(fā)動機提供的轉矩無法滿足驅動需求時，驅動電機消耗動力電池電能進行驅動轉矩補償，而當發(fā)動機提供的轉矩超過驅動需求時，驅動電機工作在發(fā)電狀態(tài)，利用多余的轉矩給動力電池充電。此外，當發(fā)動機和驅動電機提供的轉矩都無法滿足驅動需求時，發(fā)電機也可以在短時間內工作在驅動狀態(tài)，滿足驅動需求。

4.7 滑行減速模式

當滿足這一模式的進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1接合、CLU2分離、CLU3接合、自動制動器BRK松開；發(fā)動機斷油；發(fā)電機消耗動力電池的電能，拖動發(fā)動機空轉；驅動電機基于當前車速和電池SOC回收一部分汽車動能給動力電池充電。

4.8 制動能量回收模式

當滿足這一模式的進入條件時，在整車控制器的控制下，自動離合器CLU1分離、CLU2分離、CLU3接合、自動制動器BRK鎖止；發(fā)動機和發(fā)電機關閉；驅動電機基于當前車速、制動減速度和動力電池SOC回收一部分汽車動能給動力電池充電。此時，若驅動電機所能提供的制動力矩無法滿足整車制動的需求，則制動器進行制動力矩補償。

5 整車性能驗證

5.1 聯合仿真平臺搭建

利用MATLAB/Simulink/Stateflow和AVL Cruise搭建聯合仿真平臺，對整車動力性和經濟性進行驗證。聯合仿真平臺的原理如圖7所示。

圖7 聯合仿真平臺原理

5.2 工作模式切換

在WLTC工況下對PPHEV-B的工作模式切換流程進行仿真驗證。WLTC工況下的目標車速與實際車速如圖8所示；工作模式與SOC變化如圖9所示，其中模式代號1—7分別代表純電驅動模式、啟動發(fā)動機(功率分流)模式、功率分流驅動模式、啟動發(fā)動機(并聯)模式、并聯驅動模式、滑行減速模式、制動能量回收模式(包含駐車模式)；發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機三者的工作點、轉速和轉矩分別如圖10—圖12所示；PPHEV-A和PPHEV-B在WLTC工況下發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機三者的機械功率如圖13所示。

圖8 目標車速與實際車速

圖9 工作模式與SOC

圖8 b)為圖8 a)中虛線框部分的局部放大，WLTC工況下實際車速與目標車速的絕對偏差的最大值為0.6 km/h，出現在902.8 s處，此時實際車速與目標車速的相對偏差為1.08%。由此可知，實際車速可較好地跟蹤目標車速。

由圖8和圖9可知，汽車制動或靜止時工作在制動能量回收模式(包含駐車模式)；工況前780 s的車速低于純電驅動模式的車速上限且SOC高于放電SOC下限，所以驅動時工作在純電驅動模式；780 s后車速超過純電驅動模式的車速上限，工作模式由純電驅動模式經啟動發(fā)動機(功率分流)模式切換到功率分流驅動模式；1 083 s時，雖然車速低于純電驅動模式的車速上限，但此時電池SOC已低于放電SOC下限，所以由純電驅動模式切換到功率分流驅動模式為電池充電；1 558 s時，車速超過功率分流驅動模式的車速上限，為避免出現功率循環(huán)，工作模式由功率分流驅動模式經啟動發(fā)動機(并聯)模式切換到并聯驅動模式。綜上所述，在WLTC工況下，工作模式切換可正常進行。

在圖10 a)、圖11 a)和圖12 a)中，點劃線為轉矩外特性曲線，圓球為工作點；圖10 a)中的點線為發(fā)動機最佳燃油經濟曲線。由圖10可知，發(fā)動機大部分時間工作在最佳燃油經濟曲線上。由圖11可知，發(fā)電機在啟動發(fā)動機時耗電；在功率分流驅動模式下起調節(jié)發(fā)動機轉速和發(fā)電的作用，且發(fā)電時大部分時間工作在高效率區(qū)域。由圖12可知，驅動電機在純電驅動模式下耗電；在功率分流驅動模式下通過耗電或發(fā)電來調節(jié)發(fā)動機轉矩；在制動能量回收模式下發(fā)電。

圖10 發(fā)動機的工作點、轉速和轉矩

圖11 發(fā)電機的工作點、轉速和轉矩

圖12 驅動電機的工作點、轉速和轉矩

由圖13 a)可知，PPHEV-A在1 500～1 800 s的大部分時間內發(fā)動機和發(fā)電機的機械功率都為正，驅動電機的功率為負，發(fā)生了功率循環(huán)。而由圖13 b)可知，PPHEV-B在WLTC工況中沒有出現功率循環(huán)。

圖13 發(fā)動機、發(fā)電機和驅動電機的機械功率

5.3 動力性

在全負荷加速工況和爬坡工況下對PPHEV-B的動力性進行仿真驗證，并與PPHEV-A的動力性進行對比，結果如表9所示。

表9 動力性仿真結果

由表9可知，PPHEV-B的動力性滿足設計要求，且與PPHEV-A相比，最高車速提高了3.8%，0～100 km/h加速時間縮短了7.64%，最大爬坡度提高了18.09%。綜上所述，PPHEV-B的動力性優(yōu)于PPHEV-A，主要原因是PPHEV-B在汽車的驅動需求轉矩較大時可以工作在并聯驅動模式，發(fā)電機參與驅動，可以在短時間內提供更大的驅動轉矩，提高整車動力性。

5.4 經濟性

在WLTC工況下對PPHEV-B的經濟性進行仿真驗證，并與PPHEV-A的經濟性進行對比。結果表明，PPHEV-A和PPHEV-B的100 km綜合油耗分別為4.77 L和4.06 L，滿足經濟性設計要求。與PPHEV-A相比，PPHEV-B的百公里綜合油耗降低了14.88%。綜上所述，PPHEV-B的經濟性優(yōu)于PPHEV-A，主要原因是PPHEV-B消除了功率循環(huán)，整車動力傳動系統效率更高。

6 結 論

本文以消除功率循環(huán)和提高整車動力性和經濟性為目標，提出了一種新型單行星排混聯式混合動力構型。重點從混合動力構型設計、行星排齒輪結構設計和強度分析、整車能量管理控制策略和整車性能驗證等方面展開了研究，得出以下結論：

1)行星排各齒輪滿足強度設計要求；

2)汽車采用新構型提高了3.8%的最高車速，縮短了7.64%的0～100 km/h加速時間，提高了18.09%的最大爬坡度，降低了14.88%的WLTC工況100 km綜合油耗，消除了功率循環(huán)，有效提高了整車動力性和經濟性。

本文僅以發(fā)動機燃油經濟性最佳為目標進行邏輯門限控制，未來還需研究基于等效油耗最小、動態(tài)規(guī)劃等優(yōu)化算法的能量管理控制策略，進一步提高整車經濟性。