雙電機前后軸獨立驅動電動車模式切換沖擊度的測試分析?

高 松，孫賓賓，王鵬偉，李軍偉，李研強

(1.山東理工大學交通與車輛工程學院，淄博 255000； 2.山東省科學院自動化研究所，濟南 250013)

雙電機前后軸獨立驅動電動車模式切換沖擊度的測試分析?

高 松1，孫賓賓1，王鵬偉1，李軍偉1，李研強2

(1.山東理工大學交通與車輛工程學院，淄博 255000； 2.山東省科學院自動化研究所，濟南 250013)

為研究雙電機前后軸獨立驅動電動車驅動模式切換過程的平順性問題，搭建了雙電機測試平臺，設計了包括轉速、轉矩和協調控制時間的三因素試驗方案，測試了單電機向雙電機(單/雙)、雙電機向單電機(雙/單)和單電機向單電機(單/單)3種模式切換的沖擊度，分析了三因素主效應和交互效應的特征規律，歸納了雙電機前后軸獨立驅動電動車模式切換沖擊度的關鍵影響因素，提出了降低沖擊度的措施。結果表明，3種模式切換中，單/單電機模式切換過程的沖擊最為嚴重；而3種因素中，協調控制時間對沖擊度的影響最為顯著；通過控制模式切換過程中雙電機轉矩分配系數變化率，可有效減小雙電機前后軸獨立驅動電動車模式切換的沖擊度。

雙電機前后軸獨立驅動電動車；平順性；沖擊度；協調控制

前言

發展安全、高效的電動汽車是解決我國當前能源危機與環境污染兩大問題的關鍵路線之一[1-2]。其中，一類雙電機前后軸獨立驅動電動車(front-andrear-motor-drive electric vehicle，FRMDEV)由于能夠依據車輛工況實現單獨前電機、單獨后電機或雙電機聯合驅動，為車輛動力性、經濟性和穩定性等提供了更大優化自由度[3]。針對FRMDEV驅動經濟性，文獻[4]和文獻[5]中分別就動力系統參數匹配和驅動轉矩優化分配開展了研究；針對FRMDEV行駛穩定性，文獻[6]中提出了可兼顧車輛操縱性、橫向穩定性和側翻特性的控制策略。文獻[7]～文獻[9]中提出了可避免輪胎滑轉的驅動及制動力控制策略。總體而言，目前針對FRMDEV的研究主要集中在經濟性優化、穩定性控制等方面，而有關FRMDEV驅動模式切換過程所涉及平順性問題的研究，鮮見報道。

對于混合動力系統而言，發動機與電機轉矩響應時間常數的顯著差異，是引起模式切換沖擊的根本原因[10-11]。根據不同模式切換特征規律，通過協調控制發動機與電機的轉矩耦合，能夠有效緩解混合動力系統模式切換沖擊問題[12-14]。不同于混合動力系統，FRMDEV前、后電機轉矩響應時間常數相差極小，因此，FRMDEV驅動模式切換過程是否存在沖擊度偏大問題，以及若存在上述問題，其產生機理、關鍵影響因素和有效解決方案等目前仍不十分明確。

為研究FRMDEV模式切換過程平順性問題，本文中設計了雙電機測試平臺，測試了單/雙、雙/單、單/單模式切換沖擊度變化規律，分析了轉速、轉矩和協調控制時間主效應與交互效應的顯著性，明確了FRMDEV模式切換沖擊度的關鍵影響因素，并提出了優化方案。

1 FRMDEV沖擊度理論模型

圖1為典型的雙電機前后軸獨立驅動方案[15]。其中，整車控制器通過CAN總線完成與前、后電機控制器(motor control unit，MCU)和電池管理系統(batterymanagement system，BMS)的通信，并依據所監測的車輛及部件狀態參數，結合實時轉矩分配策略，實現單獨前電機、單獨后電機或雙電機聯合驅動控制。

由圖1可見，當FRMDEV進行驅動模式切換時，以模式1(單獨前電機驅動模式)向模式3(單獨后電機驅動模式)切換為例，該切換過程涉及前電機轉矩的退出和后電機轉矩的接入，模式切換沖擊度可定義為

式中：j為沖擊度；Ffm1_l，Ffm1_r分別為左前輪、右前輪處驅動力；Frm3_l，Frm3_l分別為左后輪、右后輪處驅動力；δ為質量換算系數；m為整車質量；Ff，Fw，Fi分別為滾動阻力、風阻和坡道阻力，由于模式切換過程極短，切換過程中可假定三者不變。

圖1 FRMDEV動力系統

分析式(1)可知，前、后車輪驅動力合力變化率與車輛沖擊度間存在線性關系。不過，若從更深層面探究模式切換沖擊度產生原因，進一步可推導模式1向模式3的切換沖擊度為

式中：if，ir分別為前、后減速器減速比；ηtf，ηtr分別為前、后傳動系統機械效率；R為車輪半徑；Tfm1，Trm3分別為前、后電機輸出驅動轉矩。

分析式(3)可知：(1)前、后電機轉矩和的變化是影響FRMDEV模式切換沖擊度的關鍵；(2)通過測量前、后電機實時輸出轉矩，可計算FRMDEV模式切換沖擊度。為此，設計了如圖2所示的雙電機測試平臺，通過測量左、右電機轉矩之和(模擬實車前、后電機轉矩之和)，可確定模式切換沖擊度。

圖2 雙電機測試平臺

2 模式切換試驗設計

2.1 測試平臺設計

雙電機測試平臺主要包括如下部分。

(1)電源系統 電源系統主要包括變壓器和大功率直流電源，前者為電力測功機提供380V交流電；后者為被測電機提供可調直流電。

(2)控制系統 控制系統硬件部分主要包括上位機、工控機、電力測功機和電機控制器；基于Lab-VIEW RT開發了控制軟件，可實現轉速、轉矩和道路工況模擬等控制。如圖3所示，通過參數設置模塊，軟件可模擬車輛風阻和滾動阻力等外界阻力，為電力測功機加載控制提供參考依據。

(3)通信系統 基于SAE J1939協議開發了CAN通信協議，用于實現工控機、被測電機和電力測功機間的通信；大功率直流電源、主軸轉矩傳感器與工控機間采用串口通信；上位機與工控機采用LAN通信。

圖3 平臺參數配置模塊

(4)執行機構 執行機構主要包括被測電機、測功機和減速器等，如表1所示。其中，減速器為雙輸入單輸出結構形式，雙輸入端減速比均為4.98∶1，能夠實現單電機或雙電機轉矩傳遞，模擬FRMDEV不同驅動模式；主軸轉矩傳感器測量精度為±0.3%FSR，可用于測量不同模式切換過程中減速器輸出端實時轉矩變化規律。

表1 平臺部件/系統部分參數

2.2 試驗點設計

為研究不同工況下，FRMDEV模式切換沖擊問題，對于單/雙、雙/單和單/單電機3種切換模式，設計了如表2所示的三因素試驗方案。其中，選擇電機轉速和車輛需求轉矩Td來表征車輛工況特征。其中，轉速的3個水平為500，1 500和3 000r/min。

表_2 模式沖擊度測試試驗表

依據單/雙電機模式切換邊界，對因素Td進行水平設計。試驗結果如圖4所示，基于雙電機測試平臺，測試得到500，2 000和3 500r/min單電機和雙電機平分轉矩驅動模式下，系統功耗隨Td的變化規律(電機溫度≈60℃)。從驅動經濟性層面考慮，單電機及雙電機模式下的功耗曲線交點即為對應轉速下的單/雙電機切換邊界。

圖5給出了不同溫度組合下，單/雙電機模式切換邊界條件。依據測試結果，考慮設計余量，對于500和1 500r/min轉速水平，因素Td設計為50，60和70N·m；3 000r/min轉速下，因素Td的設計為40，50和60N·m。

為研究轉矩協調控制對模式切換沖擊度的影響規律，基于上述轉速、轉矩水平設計方案，提出了如圖6所示的雙電機轉矩協調控制方法，即通過控制前后電機轉矩分配系數β變化率來協調控制模式切換過程中轉矩的波動。該方案具有控制變量少，控制方法簡單等優點，易于工程應用。

圖4 單電機和雙電機驅動模式下系統功耗特征規律

圖5 單/雙電機模式切換邊界

模式沖擊度測試試驗表如表2所示。上述試驗設計的目的是：(1)通過對比控制時間為0和0.5s時的沖擊度，研究有/無協調控制對切換沖擊度的影響；(2)通過對比控制時間為0.5和1.0s時的沖擊度，研究在有協調控制的前提下，控制時間長短對切換沖擊度的影響。最終解決兩個問題：一是是否需要協調控制；二是若需要協調控制，協調控制時間是否有顯著影響。

圖6 雙電機轉矩分配協調控制機制

3 試驗結果分析

3.1 因素主效應特征規律分析

主效應分析的目的是：在其他變量(因素)不變前提下，單獨考察某一變量的變化對因變量(響應)的影響[16]。因此，為探究FRMDEV不同模式切換過程沖擊度(響應)的關鍵影響因素，依據三因素試驗方案測試結果，繪制轉速、負荷(轉矩)和協調控制時間三因素主效應特征曲線，如圖7所示。

其中，對于因素主效應計算，參考了如式(4)所示的數據處理方法。以單/單電機模式切換為例，表3給出了無協調控制時，不同測試工況下的沖擊度峰值。取表3中沖擊度峰值絕對值，并計算其平均值，最終確定單/單電機模式切換下無協調控制時的因素主效應。

圖7 不同切換模式下的因素主效應規律

式中：j′為沖擊度平均值；jimax為因素不同水平組合下的沖擊度峰值。

表3 單/單電機模式切換下無協調控制時沖擊度峰值_

分析圖7中轉速(因素1)、負荷(因素2)和協調控制時間(因素3)主效應特征規律，結果如下。

(1)不同模式切換過程中，因素1主效應最大值約為5.81m/s3，小于沖擊度推薦限值10m/s3[12]；相比因素3，因素1主效應差異較小，尤其是單/雙、雙/單模式切換下，沖擊度在不同轉速水平下的變化很小。總體而言，轉速因素的主效應為非顯著。

(2)不同模式切換過程中，因素2的主效應最大值約為6.56m/s3，小于沖擊度推薦限值10m/s3。且單/雙、雙/單模式切換下，因素2的主效應差異很小。因此，轉矩因素的主效應為非顯著。

(3)不同模式切換過程中，因素3的主效應最大值約為9.917m/s3，已接近沖擊度推薦限值10m/ s3。且因素3在中、低時間水平下的主效應存在顯著差異，說明有無協調控制對沖擊度的影響最為顯著。不過，高時間水平下，因素3主效應差異很小，說明在引入協調控制的前提下，協調控制時間對沖擊度的影響很小。總體而言，相比轉速、轉矩，協調控制時間因素的主效應呈顯著性。

3.2 因素交互效應特征規律分析

因素交互效應主要是指，兩個或者兩個以上變量相互依賴、相互制約，共同對響應的變化產生影響[16]。如上所述，不同切換模式下，已確定協調控制時間主效應為顯著性，屬于模式切換沖擊度的關鍵影響因素。不過，協調控制時間對沖擊度的影響是否會因轉速或轉矩水平的不同而有顯著差異，仍不得而知。因此，有必要研究協調控制時間與轉速、協調控制時間與轉矩間的交互效應。

對于因素交互效應計算，以協調控制時間與轉速交互效應為例。首先，取轉速水平為500，1 500和3 000r/min；然后，分別繪制各轉速水平下協調控制時間主效應圖；最后，對上述各主效應圖進行疊加，得到交互效應特征曲線，如圖8所示。由圖可得如下結果。

(1)協調控制時間在0～0.5s水平下的變化會引起沖擊度的顯著改變；而在0.5～1s水平下變化時，沖擊度變化很小。上述交互效應特征規律進一步論證了協調控制主效應為顯著性。

圖8 不同切換模式下因素的交互效應規律

(2)單/雙、雙/單模式切換過程中，轉速、轉矩變換不會對沖擊度造成明顯影響；不過，單/單模式切換過程中無協調控制時，轉矩因素變化會引起沖擊度顯著改變。

(3)總體而言，單/雙、雙/單模式切換下，協調控制時間與轉速、轉矩的交互效應為非顯著；而單/單模式切換下，尤其是無協調控制時，協調控制時間與轉矩的交互效應呈現顯著特性。

3.3 模式切換沖擊度機理分析

依據上述三因素主效應、交互效應特征規律，可知：(1)無協調控制下，單/單電機模式切換沖擊度問題最為嚴重；(2)無協調控制下，單/單電機模式切換過程中，負荷對沖擊度的影響較為顯著；(3)有無協調控制對模式切換沖擊度的影響最為顯著。針對上述3類模式切換沖擊度規律，下面對其產生的機理進行分析。

3.3.1 單/單電機模式切換沖擊度顯著性原因分析

為闡明單/單電機模式切換沖擊度顯著性原因，轉速水平500r/min、轉矩水平50N·m時模式切換引起轉矩的波動和沖擊度的變化，如圖9(a)和圖9 (b)所示。由圖可見：不同模式切換過程中，減速器輸出端轉矩存在突變現象，進而引起模式切換沖擊度問題；與單/雙、雙/單模式切換相比，單/單電機模式切換過程的轉矩突變問題最為嚴重，這是造成單/單電機模式切換沖擊嚴重的主要原因。

圖9(c)～圖9(e)為不同切換模式下轉矩的變化。由圖可見：與單/雙、雙/單電機模式切換相比，單/單電機模式切換初期，接入電機轉矩的增長率(C2所示區域)明顯低于退出電機轉矩的下降率(C1所示區域)，造成電機1與電機2轉矩變化不協調，從而引起模式切換沖擊度問題。因此，模式切換過程中雙電機轉矩變化不協調是造成減速器輸出端轉矩突變的根本原因。

3.3.2 負荷交互效應顯著性原因分析

為闡明單/單模式切換過程中負荷交互效應顯著的原因，以轉速水平1 500r/min、無協調控制為例。如圖10(a)～圖10(c)所示，相同的協調控制時間和轉速水平下，隨轉矩水平的提高，轉矩突變問題逐漸加劇，沖擊度逐步增大。

產生上述現象的主要原因是：隨著負荷水平的提高，直接模式切換初期，接入電機轉矩增長率與退出電機轉矩下降率的差異逐漸增大，雙電機轉矩不協調問題逐步惡化，這是造成負荷交互效應顯著的根本原因，如圖10(d)～圖10(f)所示。

3.3.3 協調控制因素主效應顯著性原因分析

為明確協調控制時間主效應顯著性原因，圖11示出轉速水平為1 500r/min、轉矩水平為70N·m時單/單電機模式切換過程中有無協調控制對沖擊度的影響。

圖9 不同切換模式下電機響應對沖擊度的影響規律

圖10 單/單電機模式切換過程中轉矩對沖擊度的影響規律

由圖11(a)和圖11(b)可見：與直接模式切換控制(無協調控制)相比，通過控制模式切換過程的雙電機轉矩分配系數變化率，可顯著改善模式切換過程轉矩中的突變問題，進而有效減小模式切換沖擊度；協調控制時間為0.5s時，模式切換沖擊度約比直接模式切換降低59.01%。

由圖11(c)和圖11(d)可見：與直接切換模式相比，協調控制時間為0.5s時，接入電機轉矩增長率與退出電機轉矩下降率的差異顯著減小，從而有效緩解模式切換沖擊度問題，這是協調控制因素主效應顯著性的根本原因。

4 結論

(1)對于FRMDEV而言，與單/雙、雙/單電機模式切換相比，單/單電機模式切換過程的沖擊度最嚴重；而有/無協調控制對模式切換沖擊度的影響比轉速和轉矩的影響更為顯著；在引入協調控制的前提下，協調控制時間對沖擊度的影響很小。

圖11 單/單電機模式切換過程中有無協調控制對沖擊度的影響規律

(2)不同模式切換過程中，如無協調控制，接入電機轉矩的增長率會明顯低于退出電機轉矩的下降率，前后動力系統轉矩之和存在突變問題，這是造成模式切換沖擊度的根本原因。

(3)與直接切換模式相比，通過控制模式切換過程中轉矩分配系數變化率，能有效緩解模式切換過程中的轉矩突變問題，顯著降低模式切換沖擊度。

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An Experimental Analysis on Mode-switch Jerk of Front and Rear Motor Drive Electric Vehicle

Gao Song1，Sun Binbin1，W ang Pengwei1，Li Junwei1＆Li Yanqiang2
1.School of Transportation and Vehicle Engineering，Shandong University of Technology，Zibo 255000；2.Shandong Academy ofSciences Institute of Automation，Jinan 250013

To study and improve the ride comfort of a front-and-rear-motor-drive electric vehicle(FRMDEV)，a dual-motor test platform is developed.First of all，a test scheme is devised covering three factors(motor speed，motor torque and coordinated control time)，and the jerks in threemode switch schemes(from singlemotor to dualmotors，from dualmotors to singlemotor and from singlemotor to singlemotor)aremeasured respectively. Then based on test results，the features ofmajor effect and interaction effects of three factors are analyzed.Finally，the key factors affecting themode-switch jerk of FRMDEV are summed up and ameasure for reducing jerk is proposed.The results show that among threemode-switching schemes，the shock in the switching process from single motormode to singlemotormode ismost serious，and the effect of coordinated control time on jerk ismost significant in three factors.Accordingly by controlling the changing rate of torque distribution coefficient between front and rearmotors in mode-switching process，mode switch jerk can be effectively reduced.

front and rear motor drive electric vehicle；ride com fort；jerk；coordinated control

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.05.012

?國家863計劃(2012AA110305)、山東省自然科學基金(ZR2015EM054)和山東省重點研發計劃(2015GGX105009)資助。

原稿收到日期為2016年8月29日，修改稿收到日期為2016年12月18日。

孫賓賓，博士，E-mail：Sunbin_sdut＠126.com。