張宏超，馬俊達(dá)，李 克，劉雙喜，高海洋

(1.中國(guó)汽車技術(shù)研究中心，天津 300162； 2.河北工業(yè)大學(xué)，天津 300401)

前言

汽車行駛性能的好壞，直接取決于發(fā)動(dòng)機(jī)性能與動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)的匹配情況。在新車型研發(fā)過程中，一般采用純軟件仿真計(jì)算和研發(fā)經(jīng)驗(yàn)相輔的手段來設(shè)計(jì)整車傳動(dòng)系各參數(shù)[1-2]，在試制車輛完成之前沒有有效手段來測(cè)試和驗(yàn)證整車動(dòng)力總成的真實(shí)性能，阻礙了整車性能的進(jìn)一步提高。

本文中基于發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架，利用dSPACE實(shí)時(shí)仿真系統(tǒng)和車輛實(shí)時(shí)動(dòng)力學(xué)模型，建立了基于實(shí)時(shí)車輛模型的發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)(EIL)測(cè)試系統(tǒng)，把實(shí)物發(fā)動(dòng)機(jī)作為整個(gè)測(cè)試系統(tǒng)的動(dòng)力源，以消除由于內(nèi)燃機(jī)燃燒過程的復(fù)雜性而引起的仿真誤差，保證了汽車動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性測(cè)試的精確性。實(shí)現(xiàn)了在實(shí)物車輛試制之前，用在研車輛所選用的真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)和設(shè)計(jì)參數(shù)，在發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)測(cè)試環(huán)境下進(jìn)行多輪的半物理仿真試驗(yàn)，在試驗(yàn)數(shù)據(jù)中優(yōu)化整車動(dòng)力總成的設(shè)計(jì)參數(shù)，提高了整車動(dòng)力總成的優(yōu)化程度，降低開發(fā)費(fèi)用，縮短開發(fā)周期。

同時(shí)，本文中以某微型車的試驗(yàn)方案為例，利用基于車輛動(dòng)力學(xué)模型的發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)測(cè)試環(huán)境，建立了一個(gè)包括此車型所選用的實(shí)物發(fā)動(dòng)機(jī)和設(shè)計(jì)參數(shù)的半物理整車模型。試驗(yàn)方法依據(jù)國(guó)標(biāo)規(guī)定的汽車性能試驗(yàn)方法，分別建立了動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性的試驗(yàn)路況。對(duì)其動(dòng)力總成的不同匹配方案進(jìn)行半物理汽車性能試驗(yàn)，通過對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的分析確定出最佳的動(dòng)力總成匹配方案。從而在不延長(zhǎng)動(dòng)力總成開發(fā)周期的前提下，完成了其開發(fā)后期測(cè)試環(huán)節(jié)，保證了動(dòng)力總成匹配的合理性[3-4]。

1 EIL整車測(cè)試平臺(tái)

1.1 實(shí)時(shí)測(cè)試平臺(tái)

發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)整車實(shí)時(shí)測(cè)試平臺(tái)主要由dSPACE實(shí)時(shí)運(yùn)算單元、實(shí)時(shí)車輛動(dòng)力學(xué)模型、AVL測(cè)功機(jī)、實(shí)物發(fā)動(dòng)機(jī)和油耗儀等組成，如圖1所示。車輛動(dòng)力學(xué)模型跟據(jù)在研車輛的設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行參數(shù)配置，實(shí)現(xiàn)對(duì)在研車輛的精確仿真；dSAPCE實(shí)時(shí)仿真硬件平臺(tái)是模型的計(jì)算載體，其內(nèi)運(yùn)行模型跟據(jù)輸入(包括來自測(cè)功機(jī)平臺(tái)的信號(hào))實(shí)現(xiàn)輸出與現(xiàn)實(shí)時(shí)間同步的整車信號(hào)計(jì)算結(jié)果，并由AVL的瞬時(shí)動(dòng)態(tài)測(cè)功機(jī)將計(jì)算結(jié)果動(dòng)態(tài)地施加在發(fā)動(dòng)機(jī)上；發(fā)動(dòng)機(jī)ECU跟據(jù)轉(zhuǎn)速和由dSPACE控制的加速踏板等信號(hào)對(duì)測(cè)試機(jī)加載負(fù)荷做出響應(yīng)，高精度地模擬其在實(shí)車上的運(yùn)行工況；AVL測(cè)功機(jī)系統(tǒng)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)響應(yīng)并發(fā)回dSPACE實(shí)時(shí)仿真硬件，作為整車模型的輸入?yún)?shù)，參與下一個(gè)計(jì)算步長(zhǎng)的整車動(dòng)力學(xué)模型計(jì)算。上述系統(tǒng)就構(gòu)成了基于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速/轉(zhuǎn)矩的閉環(huán)控制流。

1.2 車輛動(dòng)力學(xué)模型

ASM整車動(dòng)力學(xué)模型是基于dSPACE硬件開發(fā)的具有實(shí)時(shí)計(jì)算能力的模型，包括ECU模型、發(fā)動(dòng)機(jī)模型、傳動(dòng)系模型、車身模型、行走系模型和環(huán)境模型幾個(gè)子系統(tǒng)。其中，ECU模型主要負(fù)責(zé)換擋策略等功能；發(fā)動(dòng)機(jī)模型為簡(jiǎn)單的一維仿真模型，可以輸出發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩等信息；傳動(dòng)系模型主要為變速器模型、傳動(dòng)軸模型和主減速器模型；車輛模型包括車輛的外形尺寸、懸架、輪胎和質(zhì)心等；環(huán)境模型主要包括駕駛員模型、道路模型和天氣模型等。具體的模型結(jié)構(gòu)如圖2所示。

2 汽車動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)理論分析

整車的動(dòng)力性、燃油經(jīng)濟(jì)性和排放特性都取決于發(fā)動(dòng)機(jī)的性能和動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)。所以在整車性能優(yōu)化匹配研究過程中，汽車各項(xiàng)性能指標(biāo)的權(quán)衡和發(fā)動(dòng)機(jī)與傳動(dòng)系間的合理匹配非常重要。當(dāng)汽車及其動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)已經(jīng)確定之后，其性能指標(biāo)與發(fā)動(dòng)機(jī)性能指標(biāo)之間的關(guān)系主要包括以下幾個(gè)方面。

(1) 車速與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、傳動(dòng)比的關(guān)系

車速與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系為

(1)

式中：ik為變速器的速比；i0為主減速器的傳動(dòng)比；r為輪胎的滾動(dòng)半徑；n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。

(2) 牽引力與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩、傳動(dòng)比的關(guān)系

汽車牽引力和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩與傳動(dòng)比之間的關(guān)系為

(2)

式中：T為車輪的驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩；Ttq為發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩；ηT為傳動(dòng)系統(tǒng)的傳動(dòng)效率。

(3) 車速、牽引力與發(fā)動(dòng)機(jī)功率的關(guān)系

發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出功率為

(3)

將式(1)和式(2)代入式(3)中，整理得

(4)

(4) 汽車的燃油消耗量

汽車的100km燃油消耗量的計(jì)算公式為

(5)

式中：i為發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸數(shù)；Vs為氣缸工作容積；ρ為燃油密度；pme為平均有效壓力；be為發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率。

由式(5)分析可知，要減小汽車的燃油消耗量提高整車的燃油經(jīng)濟(jì)性，就必須優(yōu)化匹配發(fā)動(dòng)機(jī)和動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)以及選擇合理的輪胎參數(shù)，在保證汽車動(dòng)力性的前提下，盡可能降低發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率或采用小排量的發(fā)動(dòng)機(jī)[5]。

3 發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)整車性能測(cè)試

3.1 目標(biāo)配置

研究中采用純軟件仿真與EIL測(cè)試相結(jié)合的方法。在純軟件仿真階段，通過對(duì)多種動(dòng)力總成配置的分析只篩選出兩種目標(biāo)配置，然后通過對(duì)動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的試驗(yàn)驗(yàn)證來確定最合理的匹配方案。動(dòng)力總成配置如表1所示。

表1 動(dòng)力總成目標(biāo)配置

3.2 動(dòng)力性能測(cè)試

3.2.1 原地起步連續(xù)換擋加速性能

在模型中建立與實(shí)際相符的道路工況，根據(jù)汽車加速性能試驗(yàn)方法的國(guó)標(biāo)要求，將汽車停于試驗(yàn)路段之一端，變速器置入該車的起步擋位，迅速起步并將油門踏板快速踩到底，使汽車盡快加速行駛，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到最大功率轉(zhuǎn)速時(shí)，力求迅速平穩(wěn)地?fù)Q擋，換擋后立即將油門全開(研究中使用了由硬件模擬的電子油門裝置，油門信號(hào)由0開啟到100%狀態(tài)所需時(shí)間小于500ms)，直至最高擋最高車速的80%以上，對(duì)于轎車應(yīng)加速到100km/h以上。試驗(yàn)過程中，通過對(duì)換擋策略和油門開度的控制來完成0-100km/h的加速試驗(yàn)過程并監(jiān)測(cè)其加速時(shí)間和發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行狀態(tài)。圖3為0-100km/h加速控制曲線。由圖可見，發(fā)動(dòng)機(jī)從怠速轉(zhuǎn)速800r/min起步后，油門迅速全開達(dá)到99.7%，當(dāng)達(dá)到最大轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速附近依次換擋，換擋過程中隨著速比的變化，轉(zhuǎn)速有所滑落，但隨著轉(zhuǎn)矩的迅速增大發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速迅速升高直至達(dá)到汽車的最高擋位。加速過程中，隨著擋位的變化，車速也會(huì)逐漸地升高直至達(dá)到所規(guī)定的試驗(yàn)車速。

兩種目標(biāo)方案均采用相同的控制方法和試驗(yàn)方法，圖4為0-100km/h的加速性能。由圖可見：加速過程結(jié)束時(shí)間方案A為20.6s、方案B為21.5s，雖然兩種配置加速時(shí)間僅相差0.9s，但兩者加速過程中換擋時(shí)刻卻不相同；在2擋升至5擋過程中，A方案均提前B方案3s左右，高擋位的加速度也略高于B方案。

3.2.2 超越加速性能

根據(jù)GB/T 12545.1—2008建立最高擋和次高擋加速性能EIL試驗(yàn)駕駛循環(huán)。車輛以60km/h平穩(wěn)前行的狀態(tài)作為加速開始段，試驗(yàn)過程中變速器預(yù)定擋位固定,油門迅速全開，使汽車加速行駛至該擋最大車速的80%以上，對(duì)于轎車應(yīng)達(dá)到100km/h,測(cè)試其加速時(shí)間。圖5為最高擋和次高擋加速性能，因?yàn)檐囕v的主減速比不同使得汽車高擋位性能也有所不同。從圖中可以看出，在60-100km/h加速試驗(yàn)中，隨著擋位的升高動(dòng)力性都會(huì)有所下降，但能更好地利用發(fā)動(dòng)機(jī)功率而提高汽車高速行駛時(shí)的燃油經(jīng)濟(jì)性。方案A的最高擋位和次高擋位動(dòng)力性(5擋：21s；4擋：13.7s)明顯要強(qiáng)于方案B的動(dòng)力性(5擋：26.5s；4擋：16.9s)。由于動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性都是相對(duì)的，在相同動(dòng)力源的情況下，方案B的經(jīng)濟(jì)性必然要優(yōu)于方案A。在動(dòng)力性都滿足設(shè)計(jì)要求的前提下，動(dòng)力配置的選擇應(yīng)更側(cè)重于良好的燃油經(jīng)濟(jì)性，這同樣符合當(dāng)下的汽車設(shè)計(jì)理念。

3.3 燃油經(jīng)濟(jì)性測(cè)試

3.3.1 等速油耗測(cè)試

參照GB/T 19233—2008的有關(guān)規(guī)定，在不同車速下進(jìn)行等速百公里油耗試驗(yàn)[6]，作出汽車的等速百公里油耗特性曲線。試驗(yàn)時(shí)車速?gòu)?0km/h起測(cè)，以20km/h的整數(shù)倍遞增，均勻選取試驗(yàn)車速，直到達(dá)到120km/h。試驗(yàn)中針對(duì)車輛駕駛特點(diǎn)分別在3、4、5擋上選取5個(gè)車速進(jìn)行等速油耗的試驗(yàn),各擋車速下油耗如圖6所示，由于各擋所覆蓋的車速有所不同，3擋在車速20和30km/h下是最經(jīng)濟(jì)擋位也是最常使用的擋位。隨著車速的升高，4擋和5擋覆蓋的車速范圍也逐漸的增大，從4擋和5擋的油耗曲線可以看出，在各個(gè)車速下4擋所對(duì)應(yīng)的油耗都比5擋的油耗稍高一些。在高速行駛時(shí)，最高擋位具有良好的燃油經(jīng)濟(jì)性，而次高擋同樣具有寬泛的車速范圍且具有良好的高擋位加速性能。

根據(jù)車輛的具體行駛條件，兩種測(cè)試方案在相同擋位下具有代表性常用車速的等速油耗如圖7所示。由圖可見：隨著車速和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，兩種方案各擋的油耗差距也在不斷地增大，油耗差距并不明顯的3擋在車速60km/h時(shí)，最大差距達(dá)到0.084kg/h；隨著擋位的升高，在高速行駛狀態(tài)下方案A的油耗都高于方案B的等速油耗，最大差距在0.118 6kg/h，B方案良好的燃油經(jīng)濟(jì)性較為凸顯。

3.3.2 綜合循環(huán)油耗

等速油耗不能全面地反映整車實(shí)際行駛條件下的燃油經(jīng)濟(jì)性，為了得到與實(shí)際道路情況更為接近的燃油經(jīng)濟(jì)性數(shù)據(jù)，采用綜合道路循環(huán)[7](NEDC循環(huán))來對(duì)整車油耗進(jìn)行評(píng)價(jià)。NEDC綜合循環(huán)測(cè)試過程如圖8所示，圖中分別對(duì)瞬時(shí)油耗和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速進(jìn)行了實(shí)時(shí)比較?；贓IL的NEDC循環(huán)中，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在由整車動(dòng)力學(xué)模型以駕駛員動(dòng)作、道路環(huán)境、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩等作為輸入實(shí)時(shí)計(jì)算，實(shí)時(shí)控制，保證在第一階段的市區(qū)循環(huán)中發(fā)動(dòng)機(jī)怠速穩(wěn)定(偏差：±20r/min)，在第二階段市郊循環(huán)中等速運(yùn)行時(shí)車速穩(wěn)定(偏差：±5km/h)。整個(gè)測(cè)試循環(huán)油耗均采用AVL燃油消耗量測(cè)試儀和燃油溫度控制儀(AVL735、AVL753C)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，保證了油耗測(cè)量的精確性[8]。

4 汽車性能測(cè)試結(jié)果

表2為汽車性能測(cè)試結(jié)果，根據(jù)整車動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的評(píng)價(jià)指標(biāo)和車輛的設(shè)計(jì)理念進(jìn)行匹配分析可知，在動(dòng)力性能方面方案A略勝一籌，但方案B的動(dòng)力性能也足以滿足日常使用的設(shè)計(jì)要求。由于目前的微型車以超輕的車身和良好的燃油經(jīng)濟(jì)性被大眾所青睞，所以其更強(qiáng)調(diào)燃油特性。方案B與方案A相比在常用擋位的等速百公里油耗下降了0.2～0.3L左右，而綜合工況(NEDC)百公里油耗降低了0.19L。所以從該車型的實(shí)際使用條件來分析，該車型則更側(cè)重于燃油經(jīng)濟(jì)性而動(dòng)力性能只須滿足較低的行駛要求即可，故方案B應(yīng)作為最佳配置方案[9]。

表2 汽車性能測(cè)試結(jié)果

5 結(jié)論

本文中研究了基于發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)與實(shí)時(shí)車輛動(dòng)力學(xué)模型的整車動(dòng)力總成匹配方法。基于發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架，利用dSPACE實(shí)時(shí)仿真系統(tǒng)和車輛實(shí)時(shí)動(dòng)力學(xué)模型，建立了基于實(shí)時(shí)車輛模型的發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)測(cè)試系統(tǒng)，把實(shí)物發(fā)動(dòng)機(jī)作為整個(gè)測(cè)試系統(tǒng)的動(dòng)力源，以消除由于內(nèi)燃機(jī)燃燒過程的復(fù)雜性而引起的仿真誤差，保證了汽車動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性測(cè)試的精確性。試驗(yàn)表明，基于發(fā)動(dòng)機(jī)在環(huán)的測(cè)試環(huán)境能夠提供與道路試驗(yàn)相近的測(cè)試精度，為整車研發(fā)過程提供了有效的試驗(yàn)手段和數(shù)據(jù)支持，可大大降低開發(fā)費(fèi)用，縮短開發(fā)周期。

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