機電無級傳動混合動力驅動系統(tǒng)的模式切換協(xié)調控制*

羅玉濤,王敷玟

1.華南理工大學機械與汽車工程學院，廣州 510640； 2.廣東省汽車工程重點實驗室，廣州 510640)

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2015094

機電無級傳動混合動力驅動系統(tǒng)的模式切換協(xié)調控制*

羅玉濤1,2,王敷玟1,2

1.華南理工大學機械與汽車工程學院，廣州 510640； 2.廣東省汽車工程重點實驗室，廣州 510640)

開發(fā)了一種由雙轉子電機和雙排行星齒輪機構組成的機電無級傳動混合動力驅動系統(tǒng)，建立了整車動力學模型，提出了“轉矩分配+發(fā)動機轉矩估計+電動機轉矩補償+補償系數(shù)修正”的協(xié)調控制策略；最后分別對由純電動模式切換到混合驅動模式的定工況和全工況進行仿真，結果表明：所提出的控制策略能有效地抑制驅動模式切換過程中因不同動力源動態(tài)特性差異所造成的整車縱向沖擊，提高了汽車行駛平順性。

機電無級傳動;轉矩分配策略;協(xié)調控制;模式切換；沖擊度

前言

混合動力電動汽車具有不同的動力源，可根據(jù)行車需要選擇動力源的不同組合，使車輛運行于最佳工作模式，以提高車輛的各項性能。然而，由于發(fā)動機和電動機的動態(tài)響應特性不同，使混合動力電動汽車在工作模式切換時，動力輸出不能及時響應駕駛員的需求，控制不當會造成傳動系統(tǒng)的動力中斷和轉矩波動，影響整車的動力性、平順性和乘坐舒適性。

針對這一問題，文獻[1]～文獻[3]中通過采用特有的動力耦合機構直接實現(xiàn)對發(fā)動機轉矩的反饋，利用電動機轉矩對發(fā)動機轉矩進行動態(tài)補償，有效地解決了動態(tài)協(xié)調問題。文獻[4]和文獻[5]中將最優(yōu)控制算法應用到HEV驅動模式切換中,采用二次型優(yōu)化求解發(fā)動機和電動機在模式切換過程中不同階段的目標轉矩，較好地實現(xiàn)了HEV動力平順切換。文獻[6]和文獻[7]中將混合動力驅動系統(tǒng)劃分為不同子域并設計了相應的控制器，探討了混雜系統(tǒng)的切換控制問題。文獻[8]～文獻[10]中對單軸并聯(lián)式混合動力汽車動力切換過程中的離合器接合壓力進行了閉環(huán)控制，提出離合器接合過程的動態(tài)轉矩控制策略，提高了動力切換的平順性。

為解決混合動力汽車在驅動過程中模式切換時可能導致駕駛性能變差的問題，本文中基于一種由對轉雙轉子電機和雙行星排組成的機電無級傳動混合動力驅動系統(tǒng)，提出了雙轉子電機補償轉矩修正的動態(tài)協(xié)調控制策略，利用雙轉子電機快速補償發(fā)動機在工作模式切換過程中的轉矩不足，有效地減小了整車縱向沖擊度，提高了整車的駕駛性能。

1 系統(tǒng)結構

如圖1所示，本系統(tǒng)中采用具有2個轉子的對轉雙轉子電機和具有3個輸入輸出端子的雙排行星齒輪減速機構為主要構件，動力耦合器前端輸入軸與發(fā)動機相連，通過定軸齒輪副把動力傳至前排行星機構的太陽輪S1，前排行星機構的齒圈R1與雙轉子電機外轉子Ro相連，通過前排行星齒輪機構把兩個不同動力源的動力耦合至行星架P1，實現(xiàn)轉速轉矩的初次耦合；后排行星齒輪機構的太陽輪S2與行星架C1固接，行星架C2固定，齒圈R2與雙轉子電機內轉子相連，初次耦合的轉速轉矩通過后排行星齒輪機構傳至齒圈R2，最后與內轉子實現(xiàn)二次轉矩耦合，通過輸出軸把匯集的動力傳至驅動輪，驅動汽車行駛。當汽車運行在不同工況時，車輛控制系統(tǒng)通過對B1、B2制動器、雙轉子電機和發(fā)動機進行控制，便可實現(xiàn)不同工作模式時不同動力的分配與匯合；此外，該機電無級傳動變速系統(tǒng)(electronic continuously variable transmission, ECVT)兼顧機械端口和電氣端口，在進行能量轉換與耦合分離時無需離合器與額外的起動電動機，具備在較寬速比范圍內實現(xiàn)無級變速傳動、使發(fā)動機在變負載情況下均能運行于最佳燃油經濟線上，在減少燃油消耗、提升效率、優(yōu)化發(fā)動機性能等方面具有很大優(yōu)勢[11]。表1為混合動力系統(tǒng)的主要部件及參數(shù)。

表1 混合動力系統(tǒng)的主要部件及參數(shù)

2 整車建模

2.1 發(fā)動機模型

穩(wěn)態(tài)情況下，發(fā)動機輸出轉矩是其節(jié)氣門開度和轉速的函數(shù)，本文中利用發(fā)動機試驗數(shù)據(jù)，采用多項式擬合的方法建立發(fā)動機模型，同時考慮發(fā)動機在起動、變速等情況下，油門開度變化迅速，發(fā)動機達到穩(wěn)態(tài)須經歷一個動態(tài)過程，故將發(fā)動機模型簡化為2階傳遞函數(shù)來估計發(fā)動機的動態(tài)轉矩輸出響應[12]：

(1)

式中：Teng_act為發(fā)動機實際輸出轉矩，N·m；ξ為2階系統(tǒng)阻尼比；ωn為發(fā)動機固有頻率，rad/s；Teng_desired為發(fā)動機的目標轉矩，N·m。

2.2 雙轉子電機模型

本文中采用的新型對轉雙轉子電機，利用作用力和反作用力原理，將傳統(tǒng)的定子也作為轉子，與原來的電機轉子做反向運動，具有與永磁同步電機相同的電氣特性[13]，根據(jù)試驗獲得雙轉子電機的效率特性模型，可把對轉雙轉子電機的轉矩輸出特性采用1階慣性環(huán)節(jié)進行動態(tài)修正[7]：

(2)

式中：Tmi、Tmo分別為雙轉子電機內、外轉子實際輸出轉矩，N·m；τm為電機時間常數(shù)，s；η為電子節(jié)氣門開度；Tmr為電動機請求轉矩，N·m。

2.3 制動器模型

由系統(tǒng)結構分析可知，系統(tǒng)具有多種工作模式的關鍵是制動器的工作狀態(tài)的切換，在給制動器發(fā)出接合和分離信號后，制動器并不能馬上完成所需動作，具有一定時間的延遲，故將制動器的控制信號采用了1階延遲模塊來模擬制動器的動作[12]：

(3)

式中：Tbrake為制動器制動轉矩，N·m；τ為制動及分離信號的時間常數(shù)，s。

2.4 動力耦合器動力學建模

對于該機電無級混合動力驅動系統(tǒng)，由于總成系統(tǒng)中引入了雙排2自由度的行星齒輪機構的動力耦合裝置，具有多個旋轉部件，鑒于模擬杠桿法可將這個旋轉運動系統(tǒng)模擬人們熟悉的直線運動系統(tǒng)，在處理復雜多自由度旋轉系統(tǒng)時具有很大優(yōu)勢，因此以模擬杠桿法快速建立系統(tǒng)的數(shù)學模型[14-15]，并做如下假設：(1)只考慮汽車縱向動力學；(2)忽略系統(tǒng)的能量損失；(3)忽略系統(tǒng)阻尼、剛度。

圖2為動力耦合機構模擬杠桿圖，采用隔離法建立模型，分別以發(fā)動機、定軸齒輪副、制動器B1和前排太陽輪為整體得式(4)，以前排齒圈、外轉子為研究整體得式(5)，以內轉子和行星齒圈為研究整體得式(6)，根據(jù)行星齒輪機構特性得式(7)。

(4)

(5)

(6)

(7)

依次建立駕駛員模型、動力電池模型、主減速器(差速器)模型、輪胎和車輛縱向動力學模型，限于篇幅和研究的重點，本文中未予列出。

3 控制策略

3.1 轉矩分配策略

轉矩分配策略屬于混合動力系統(tǒng)的能量管理范疇，主要包括3部分:根據(jù)駕駛員模型和電池模型及轉矩計算模塊確定總需求轉矩；根據(jù)控制策略確定工作模式的切換條件；根據(jù)控制策略確定各工作模式下的目標轉矩。由于基于規(guī)則的轉矩分配策略可靠性好、實用性強，本文中根據(jù)雙轉子電動機和發(fā)動機穩(wěn)態(tài)萬有特性圖，以發(fā)動機和雙轉子電動機轉矩為直接控制對象，根據(jù)駕駛員模型計算所需的轉矩，采用最佳的轉矩分配規(guī)則使控制系統(tǒng)運行。針對系統(tǒng)的結構和轉矩控制策略，可得到系統(tǒng)的主要工作模式，如表2所示。

表2 混合動力系統(tǒng)工作模式

注：本文中雙轉子電機為內繞組、外永磁體結構，外轉子并不真實發(fā)電，但當其相對內轉子轉動時，內轉子會產生電流，為方便區(qū)分，把此種情況定義為外轉子工作于發(fā)電狀態(tài)。

3.2 動態(tài)協(xié)調控制策略

協(xié)調控制中涉及兩個被控對象，基于發(fā)動機和雙轉子電機的動態(tài)響應特性的較大差異，采用“轉矩分配+發(fā)動機轉矩估計+電動機轉矩補償+補償系數(shù)修正”的方法，即根據(jù)總需求轉矩和轉矩分配策略確定發(fā)動機和電動機的目標轉矩(式(8))，然后利用發(fā)動機模型對其進行動態(tài)轉矩估計，再用雙轉子電機的轉矩對發(fā)動機在動態(tài)變化過程中的實際轉矩與目標轉矩的差值進行補償(式(9))，由于策略中發(fā)動機轉矩是由發(fā)動機模型直接估算，發(fā)動機試驗及模型參數(shù)確定中可能存在偏差，導致發(fā)動機實際轉矩的估計存在偏差，直接補償可能會影響控制策略的精確度，因此最后采用補償修正系數(shù)對雙轉子電機補償轉矩進行修正(式(10))，當滿足一定條件時，動態(tài)協(xié)調控制結束。

Tmr=Tt_req-Teng_desired

(8)

TSwitch_mr=(Teng_desired-Teng_act)+Tmr

(9)

TSwitch_mr=k(Teng_desired-Teng_act)+Tmr

(10)

式中：Tt_req為總需求轉矩，N·m；TSwitch_mr為模式切換時補償控制后的雙轉子電機目標轉矩，N·m；k為補償修正系數(shù)。其流程圖如圖3所示。

由機電無級傳動混合動力驅動系統(tǒng)結構和表2知，系統(tǒng)通過雙排行星齒輪機構把對轉雙轉子電機和發(fā)動機動力進行耦合，有多種工作模式，其中，系統(tǒng)由純電動模式③切換至混合驅動H2模式⑦時，切換過程中不僅需要發(fā)動機起動，制動器B1分離,制動器B2接合等復雜過程，且系統(tǒng)傳動特性產生躍變，較大沖擊對混合動力系統(tǒng)壽命和整車平順性產生不利影響，此外，在切換過程中必須瞬間經過混合驅動模式⑥，因此本文中以純電動模式③切換至混合驅動H2模式⑦為例作動態(tài)協(xié)調控制策略算例研究，將此過程統(tǒng)稱為純電動切換至混合驅動。

模式切換前，系統(tǒng)運行于純電動模式③，外轉子輸出轉矩經前排行星齒輪機構耦合至行星架，再經第2排行星齒輪機構傳至后排齒圈，最后與內轉子實現(xiàn)轉矩耦合，由式(6)有

(11)

又根據(jù)行星齒輪及結構特性有

Tc1=-(1+k1)Tmo=(1+k1)Tmi

(12)

故輸出轉矩為

(3)在防治校園欺凌的教育方面學校的管理要有針對性，注重對學生個體的關注。調查中發(fā)現(xiàn)，學生的性別、年級、等因素都會導致學生對欺凌行為的認知差異。農村初中生中大部分為留守學生，父母在情感陪伴上的缺失使他們更易出現(xiàn)心理失衡，因此學校要督促教師積極關心學生的心理健康，及時了解學生的情緒變化、家庭情況等，做好家校溝通。

(13)

同理可得模式切換后，在混合驅動H2模式⑦下，混合動力系統(tǒng)總輸出轉矩與發(fā)動機轉矩和雙轉子電機轉矩的關系為

(14)

模式切換過程中，制動器B2接合，制動器B1分離，混合動力系統(tǒng)總輸出轉矩與發(fā)動機轉矩和雙轉子電機轉矩的關系同式(14)，根據(jù)動態(tài)協(xié)調控制策略，動態(tài)補償后，雙轉子電機的目標轉矩為

TSwitch_mr=kk0(1+k1)k2(Teng_desired-Teng_act)+Tmr

(15)

4 仿真及分析

評價汽車駕駛性能的方法有主觀評價法和客觀評價法，為了客觀地量化車輛的駕駛性能，以整車加速度的變化率，即沖擊度作為評價指標，利用MATLAB/Simulink/Stateflow建立整車車輛動力學前向仿真模型，建立轉矩分配策略和動態(tài)協(xié)調控制策略，對未考慮和考慮模式切換協(xié)調控制的由純電動驅動切換到混合驅動的整車協(xié)調控制策略進行仿真。

4.1 定工況仿真

在定工況中，混合動力電動汽車的工作模式與發(fā)動機和雙轉子電機的目標轉矩皆預先設定，無須轉矩管理策略對兩者轉矩進行分配，主要用來考察混合動力驅動系統(tǒng)轉矩輸出的情況和動態(tài)協(xié)調控制策略在特定工況下的控制效果。以純電動向混合動力切換過程為例，以動力耦合機構輸出端總的需求轉矩維持在715.5N·m為目標，對動力源進行轉矩分配。

圖4為定工況未加動態(tài)協(xié)調控制各變量的變化。如圖所示，在第5s左右，混合動力驅動系統(tǒng)的工作模式發(fā)生切換，切換前后發(fā)動機的目標轉矩由0變?yōu)?18.6N·m，雙轉子電機目標轉矩由150變?yōu)?38.5N·m，但由于發(fā)動機對節(jié)氣門信號響應滯后及燃油系統(tǒng)存在超調，使發(fā)動機轉矩響應滯后且超調，而雙轉子電機具有較好的動態(tài)響應特性基本能夠及時響應轉矩請求，導致動力耦合機構輸出總轉矩在模式切換瞬間產生較大波動，進而造成一個超過10m/s3的沖擊度(-11.715m/s3)。此外，在模式切換過程中，由于動力耦合機構輸出總轉矩無法滿足目標總轉矩，造成混合動力驅動系統(tǒng)動力性瞬間下降，對駕駛性能產生不利影響。

圖5為定工況施加動態(tài)協(xié)調控制各變量的變化。如圖所示，采用動態(tài)協(xié)調控制算法后，利用雙轉子電機及時補償發(fā)動機的轉矩，使動力耦合器實際總輸出轉矩的波動、車身加速度和整車沖擊度(-0.987 2m/s3)明顯減小，保證了狀態(tài)切換過程中動力傳動的平穩(wěn)性，可見，在該機電無級混合動力驅動系統(tǒng)模式切換時，所提出的動態(tài)控制策略能較好地保證混合動力汽車的動力性要求，同時保證了系統(tǒng)動力傳遞的平穩(wěn)性，降低了傳動系統(tǒng)的沖擊，提高了駕駛性能。

4.2 全工況仿真

全工況仿真是指根據(jù)工況需要，駕駛員模塊根據(jù)目標車速和實際車速的差值產生踏板行程參數(shù)后，隨踏板行程、車速和蓄電池荷電狀態(tài)等參數(shù)的變化確定總變速器輸出軸的目標轉矩，再根據(jù)確定的轉矩控制策略，確定混合動力系統(tǒng)的運行模式和發(fā)動機、雙轉子電機目標轉速轉矩。全工況仿真中的控制算法，既要減小發(fā)動機和電動機轉矩之和的波動及控制沖擊度的大小，還要保證發(fā)動機與雙轉子電機的轉矩之和符合駕駛員對目標轉矩的需求，以滿足車輛動力學和燃油經濟性。

圖6為全工況時的輸入目標車速,是全工況仿真的工況輸入，結合所開發(fā)的車型，以美國城市循環(huán)工況UDDS為全工況目標輸入車速。

圖7～圖9為全工況時，未施加動態(tài)協(xié)調控制，系統(tǒng)由純電動起動切換到混合驅動過程中相關參數(shù)的變化。由圖可見，隨著車速的增加，為減小蓄電池的能量消耗并使發(fā)動機工作于高效區(qū)，模式切換發(fā)生在23.25s，在模式切換瞬間產生一個很大的沖擊度(-41.944m/s3)，一方面因汽車加速度需求瞬間減小，另一方面由于發(fā)動機未能及時響應目標轉矩，大大超過了乘客感覺舒服的沖擊度上限值(德國制定的沖擊度上限值為10m/s3)，將嚴重影響車輛的駕駛性能和乘坐舒適性。

圖10～圖12為全工況時，施加動態(tài)協(xié)調控制，系統(tǒng)由純電動起動切換到混合驅動過程中相關參數(shù)的變化。由圖可見，系統(tǒng)模式切換的時間有所增加(0.1s)，盡管在模式切換時，系統(tǒng)的加速度目標值產生較大變化，但雙轉子電機轉矩能有效補充發(fā)動機轉矩，使整車最大沖擊度明顯地減小(-9.470 3m/s3)，在合理范圍之內。

綜上所述，無論是定工況還是全工況，系統(tǒng)在施加動態(tài)協(xié)調控制后，最大轉矩偏差和最大沖擊度都明顯減小，如表3所示。

表3 模式切換仿真結果對比

5 結論

基于一種新型機電無級傳動混合動力驅動系統(tǒng)，針對由于發(fā)動機與電動機動態(tài)響應的較大差異而引起的轉矩大幅波動，提出了典型工作模式切換過程中的轉矩協(xié)調控制策略，并進行了定工況和全工況仿真對比驗證，定工況和全工況仿真結果均表

明，在施加動態(tài)協(xié)調控制策略后整車沖擊度明顯降低，行駛平順性明顯提高，證明了提出的動態(tài)協(xié)調控制策略能有效地解決并聯(lián)混合動力汽車在工作模式切換過程中轉矩大幅波動的問題。

[1] Akihiro K, Tetsuya A, Shoichi S. Driving Force Control of a Parallel-Series Hybrid System[J]. JSAE Review,1999,20(3):337-341.

[2] Yoshioka. Noise and Vibration Reduction Technology in Hybrid Vehicle Development[C]. SAE Paper 2001-01-1415.

[3] Dimitrios Rizoulis, Jeffrey Burl, John Beard. Control Strategies for a Series-Parallel Hybrid Electric Vehicle[C]. SAE Paper 2001-01-1354.

[4] Guzzella L, Sciarretta A. Vehicle Propulsion System[M]. Berlin Heidelberg: Springer,2007.

[5] 閆曉磊,鐘勇,鐘志華.HEV系統(tǒng)動力平順性切換最優(yōu)控制研究[J].汽車工程,2008,30(4):28-30.

[6] Korowais K, Westervelt E, Rizzoni G. Toward the Systematic Design of Controllers for Smooth Hybrid Electric Vehicle Mode Changes[C]. The American Automatic Control Council. Proceedings of the 2007 American Control Conference, New York, AACC,2007:2985-2990.

[7] 趙治國,何寧,朱陽,等.四輪驅動混合動力轎車驅動模式切換控制[J].機械工程學報,2011,47(4):100-109.

[8] Kim Sangjoon, Park Joonyoun. Transient Control Strategy of Hybrid Electric Vehicle During Mode Change[C]. SAE Paper 2009-01-0228.

[9] 倪成群,張幽彤,趙強,等.混合動力離合器結合過程的動態(tài)轉矩控制策略[J].機械工程學報,2013,49(4):115-121.

[10] 戴一凡,羅禹貢,李克強,等.單電機強混合動力電動汽車輛的動態(tài)協(xié)調控制[J].汽車工程,2011,33(12):1008-1012.

[11] Chau K T, Chan C C. Emerging Energy-efficient Technologies for Hybrid Electric Vehicles[J]. Proceeding of IEEE,2007,95(4):821-835.

[12] Fazal Urrahman Syed. Modeling and Control Methods for Improving Drivability Power Management[D]. Detroit: Wayne State University,2008.

[13] 鄧志君,羅玉濤,周斯加,等.新型車用對轉雙轉子電機的研究[J].電氣傳動,2007,37(7):10-13.

[14] 于永濤.混聯(lián)式混合動力車輛優(yōu)化設計與控制[D].長春:吉林大學,2010.

[15] 方偉榮,黃宗益,李新華.行星變速器的有效工具[J].上海汽車,2003,4(1):1-4.

Coordinated Control for the Mode Switching of HEV Powertrainwith Electro-mechanical Variable Transmission

Luo Yutao1,2& Wang Fuwen1,2

1.CollegeofMechanicalandAutomotiveEngineering,SouthChinaUniversityofTechnology,Guangzhou510640;2.GuangdongProvincialKeyLabofAutomotive,Guangzhou510640

An electro-mechanical variable transmission for hybrid power drive system is developed, which consists of a double-rotor motor and a two-row planetary gear set. Then a vehicle dynamics model is build and a coordinated control algorithm of “motor torque compensation and correction after torque pre-distribution and engine torque estimation” is proposed. Finally, simulations on the switching from pure electric mode to hybrid drive mode in two different conditions are performed. The results show that the proposed control strategy can effectively suppress the longitudinal jerk of vehicle caused by the discrepancy between dynamic characteristics of different power sources in the process of drive mode switching, and hence improve the ride comfort of vehicle.

electro-mechanical variable transmission; torque distribution strategy; coordinated control; mode switching; jerk

*國家863計劃項目(2012AA110702)、教育部新世紀優(yōu)秀人才計劃(NCET-2011-0157)和中央高校基本科研業(yè)務費(2013ZM0125)資助。

原稿收到日期為2013年7月10日，修改稿收到日期為2013年9月27日。