THS-III純電動模式下的發動機轉速控制*

趙治國,代顯軍,王 晨，,張 彤,袁喜悅

(1.同濟大學新能源汽車工程中心,上海 201804； 2.浙江吉利羅佑發動機有限公司,寧波 315300)

前言

豐田Prius混合動力汽車最新搭載的THS-III(Toyota hybrid system)系統采用獨特的雙行星排動力分配和雙電機結構，具有純電動和混合動力兩種運行模式。其中，純電動模式僅利用蓄電池為電機供電驅動車輛行駛，清潔、無污染，多用于城市短途工況。而混合動力模式可以利用電機調速使發動機保持工作在最佳工況區域，提高了整車燃油經濟性。

文獻[1]中針對THS-II系統，推導了其動力學方程，描述了其能量流動方式，利用杠桿法分析其工作模式，并通過建模仿真驗證了基于THS-II系統的整車能量管理策略。文獻[2]中對THS系統的電機控制策略進行了研究，為獲得較高的電機實際運行效率，分別對其純電動、混合動力和減速制動模式的雙電機的控制方式進行探討。文獻[3]中通過后向仿真，對比分析了THS-II系統和AHS(allison hybrid system)系統的能量分配策略，指出僅有一種功率分流模式的THS-II系統能量損失大于具有兩種功率分流模式的AHS系統。文獻[4]中推導了THS系統的數學模型，提出了一種改進的基于實時優化的等效燃油消耗量最小控制策略，并通過仿真與實驗，證明了其有效性。文獻[5]中基于車輛目標運行工況，分析了THS系統各關鍵動力部件的參數設計要求，并根據蓄電池可用功率，設計并優化了電機控制策略。然而，以上文獻對THS-III系統的純電動模式僅做了穩態研究，并未考慮瞬態過程中的車輛行駛平穩性問題。

本文中以THS-III系統為研究對象，利用杠桿法描述了其純電動動態加速過程，分析了發動機轉速波動的影響因素，針對該過程發動機轉速波動會導致其直接被起動的問題，設計了發動機轉速補償控制策略，有效抑制了THS-III系統純電動模式下發動機轉速波動，提高了動力系統的工作效率，改善了車輛行駛的平穩性。

1 THS-III系統杠桿模型

1.1 單行星排杠桿等效

單行星排轉矩和轉速關系[6]滿足方程：

Ts+Tr+Tc=0

(1)

Ts∶Tr∶Tc=1∶i∶-(1+i)

(2)

ws+iwr=(1+i)wc

(3)

式中：Ts、Tr、Tc分別為作用于太陽輪、齒圈、行星架的轉矩；ws、wr、wc分別為太陽輪、齒圈、行星架的角速度；i為齒圈與太陽輪的齒數比。根據杠桿法[7-8]，單行星排杠桿等效圖如圖1所示。

圖1中虛線杠桿與s軸、c軸和r軸的交點距水平實線的距離分別代表ws、wc、wr,c軸與r軸、s軸的水平距離代表行星排傳動比。

1.2 THS-III系統杠桿等效

豐田汽車公司于2009年推出了Prius第三代車型，它搭載的THS-III混合動力系統如圖2所示，采用雙行星排、雙電機結構，前行星排起功率分流作用，后行星排僅起定軸傳動作用。發動機通過扭轉減振器與前排行星架相連，小電機MG1(motor and generator)與前排太陽輪相連，大電機MG2(驅動電機)與后排太陽輪相連，后排行星架鎖止在變速器殼體上，前后行星排共用齒圈。該變速器為典型的輸入功率分流裝置，發動機輸出功率通過前行星排進行一次分流，分流后的能量一部分通過電機MG1以電能形式作用于電機MG2或者存儲于蓄電池中，另一部分以機械能的形式與電機MG2產生的功率復合后傳至齒圈輸出端。

根據1.1節行星排杠桿等效原理，忽略各元件轉動慣量的影響，可以對前行星排進行杠桿等效，如圖3所示。

2 純電動模式下等效杠桿分析

純電動模式下，電機MG2轉矩經后行星排放大在齒圈端產生驅動轉矩TMG2，TMG2克服齒圈阻力轉矩Tf使齒圈產生角加速度，驅動車輛前行。此外，該合力轉矩(TMG2與Tf之差并除去用于使齒圈產生角加速度的轉矩)按式(2)在行星架、小太陽輪上產生等效轉矩Tc和Ts。若等效轉矩Tc小于發動機靜態阻力轉矩TEng，則發動機轉速維持在零點，電機MG1保持空轉；反之，若等效轉矩Tc大于發動機靜態阻力轉矩TEng，則發動機將被起動而產生轉速波動，由式(3)可知，此時會引起齒圈端轉速變化，從而影響輸出端平穩性。實際控制應實時調整電機MG1輸出轉矩TMG1，將行星架轉速控制在零點附近，同時為電機MG2提供補償轉矩TMG2′，以消除TMG1對齒圈輸出端造成的影響。若純電動加速過程中行星架轉速始終維持在零點，隨著車速的增加，齒圈阻力轉矩Tf也隨之增加，直至電機MG2輸出轉矩TMG2與齒圈阻力轉矩Tf相平衡，杠桿位置保持穩定，系統進入勻速純電動模式，忽略各個元件轉動慣量的影響，純電動過程等效杠桿如圖4所示。

3 發動機轉速波動影響因素分析

THS-III系統純電動模式下只有電機MG2提供驅動轉矩時，整車控制框圖如圖5所示，圖中HCU為整車控制器，MCU2為電機MG2控制器，W2、V2、U2為電機MG2的三相電壓控制信號。在Matlab軟件平臺上建立了整車動力系統模型及其在純電動模式下的控制模型，如圖6所示,圖中nENG、nMG1、nMG2、nring分別表示仿真過程中發動機、MG1、MG2和齒圈端的轉速，TMG1、TMG2表示MG1、MG2的轉矩。模型相關部件參數[9]見表1。調整模型參數，仿真對比了THS-III系統純電動運行時影響發動機轉速波動的主要因素，結果分別如圖7～圖9所示。它們分別為不同的輸出端需求轉矩、發動機靜態阻力矩和扭轉減振器阻尼下的齒圈與發動機的轉速與轉矩時間歷程。

表1 THS-III系統模型主要參數

由圖7～圖9可見，輸出端需求轉矩越大，發動機靜態阻力轉矩越小，扭轉減振器阻尼越小，則發動機轉速波動越明顯，整車行駛平穩性越差。

4 發動機轉速補償控制與仿真

由上述分析可知，若不實施發動機轉速補償控制，THS-III系統純電動急加速時，發動機會被起動，并產生轉速波動，影響了動力輸出的平穩性，因此，需要設計發動機轉速補償控制策略抑制其轉速波動，以確保整車行駛的平穩性。根據THS-III系統純電動模式工作原理，并引入發動機轉速補償控制，所設計的整車控制框圖如圖10所示。

圖10中HCU為整車控制器，MCU1為電機MG1的控制器，nENG′為發動機目標控制轉速，i為行星排傳動比，W1、V1、U1為電機MG1的三相電壓控制信號，其余符號的意義同上。

引入的發動機轉速補償控制如圖10中點劃線框所示，通過控制電機MG1轉矩，并進行MG2轉矩補償，將發動機轉速控制在零點附近，一方面解決其轉速波動所導致的直接被起動的問題，另一方面減少了摩擦功，改善了動力系統的工作效率。

其中PID控制器輸入為發動機目標轉速(為零)與實際轉速之差，輸出為電機MG1需求轉矩信號。由于發動機轉速的采集一般采用霍爾式或磁電式傳感器，其采集精度與信號發生頻率有關，轉速越低，信號采集越不準，而純電動模式時，發動機被起動的轉速往往不高，故送入PID控制器的發動機轉速不宜直接用其反饋的轉速信號，而應該利用兩個電機控制器反饋的電機轉速(精度高)通過單行星排轉速約束關系計算出發動機轉速后送入PID控制器。

電機MG2的需求轉矩來源于兩部分：一部分是根據輸出端工況，根據加速踏板行程和車速信號查整車轉矩需求表得到其基本需求轉矩，另一部分是添加轉矩修正模塊，即MG1需求轉矩乘以行星排傳動比，得到其修正轉矩，這兩部分疊加后為MG2實際需求轉矩。添加MG2轉矩修正模塊是因為根據式(2)，MG1補償時其轉矩會在齒圈端產生與MG2驅動轉矩相反方向的等效轉矩，故要添加修正模塊以補償MG1轉矩對輸出端的影響。

得到電機MG1和MG2的需求轉矩信號后，送入電機控制器以控制其轉矩輸出。為確保動力輸出的平穩性，須合理選擇整車控制器HCU和電機控制器MCU1、MCU2的采樣時間。采樣時間越短，電機轉矩輸出的響應速度越快，能更快地抑制發動機轉速波動，進一步改善車輛行駛的平穩性。

純電動模式下電機MG1、MG2補償前后的仿真對比結果如圖11所示。由圖可知，電機MG1、MG2補償前，發動機轉速波動大，持續時間長；補償后，發動機轉速波動減小，并迅速降為零，改善了動力輸出的平穩性，從而驗證了上述電機補償策略的有效性。

為分析控制器采樣時間對發動機轉速波動和動力輸出平穩性的影響，在電機補償作用下，通過設置不同的整車控制器HCU、電機控制器MCU1和MCU2的采樣時間(其中較長采樣時間為40ms，較短采樣時間為10ms)，分別得到不同控制器采樣時間下的仿真對比結果，如圖12和圖13所示。由圖12和圖13可見，整車控制器HCU和電機控制器MCU1、MCU2采樣時間越短，發動機轉速和齒圈轉矩的波動越小。說明合理選擇控制器采樣時間，可使PID控制器輸出的MG1轉矩和齒圈端的MG2轉矩均能更快地抑制發動機轉速波動和補償輸出，從而改善動力輸出的平穩性。

最終引入發動機轉速補償控制并合理選擇控制器采樣時間(控制器HCU、MCU1、MCU2采樣時間均為0.01s)，得到的仿真結果如圖14所示?？梢妰灮蟀l動機轉速波動范圍小，持續時間短，并迅速下降為零，齒圈轉矩波動也較小，輸出端平穩性得到明顯改善。至此，THS-III系統純電動整車控制策略的有效性得到驗證。

5 結論

(1) 利用杠桿法對THS-III系統純電動加速過程進行的分析表明：純電動模式下若僅對電機MG2實施轉矩控制，可能會直接導致發動機被起動，不僅嚴重影響車輛行駛的平穩性，而且會降低系統的工作效率。

(2) 輸出端需求轉矩、發動機靜態阻力轉矩和扭轉減振器阻尼是影響發動機轉速波動的主要因素。輸出端需求轉矩越大，發動機靜態阻力轉矩越小，扭轉減振器阻尼越小，則發動機轉速波動越明顯。

(3) 發動機轉速補償控制能夠明顯降低其轉速波動范圍，并且通過電機MG2轉矩補償，能夠確保動力輸出端的轉矩響應和控制精度。同時，合理選擇采樣時間也能明顯改善車輛的行駛平穩性。

[1] Mansour C, Clodic D. Dynamic Modeling of the Electro-mechanical Configuration of the Toyota Hybrid System Series/parallel Power Train[J]. International Journal of Automotive Technology,2012,13(1):143-166.

[2] Kim J, Kim N, Hwang S, et al. Motor Control of Input-split Hybrid Electric Vehicles[J]. International Journal of Automotive Technology,2009,10(6):733-742.

[3] John Arata, Michael J Leamy, Jerome Meisel, et al. Backward-Looking Simulation of the Toyota Prius and General Motors Two-Mode Power-Split HEV Powertrains[C]. SAE Paper 2011-01-0948.

[4] Liu Jinming, Peng Huei. Control Optimization for a Power-Split Hybrid Vehicle[C]. Proceedings of the 2006 American Control Conference Minneapolies, Minnesota, USA, June 14-16,2006.

[5] Akihiro Kimura, Tetsuya Abe, Shoichi Sasaki. Drive Force Control of a Parallel-series Hybrid System[J]. JSAE Review,1999,20:337-341.

[6] 葛安林.車輛自動變速器理論與設計[M].北京:機械工業出版社,1991.

[7] 馮櫻.運用杠桿法計算汽車行星齒輪變速器的傳動[J].湖北汽車工業學院學報,2008,22(3):17-20.

[8] Bendord H, Leising M. The Lever Analogy:a New Tool in Transmission Analysis[C]. SAE Paper 810102.

[9] U.S. Department of Energy Vehicle Technologies. Evaluations of the 2010 Toyota Prius Hybrid Synergy Drive System20585-0121[R]. Oak Ridge Natioanal Laboratory Mitch Olszewski,2011.