宋傳學，王 達，宋世欣，彭思侖，肖 峰

(吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春130022)

0 引 言

傳統(tǒng)增程式電動汽車，以美國通用汽車公司的沃藍達轎車和德國奧迪公司的A1e-tron 為代表，其動力總成均采用動力集中式設計［1-3］，即:除了裝備有電動機和動力電池系統(tǒng)外，還單獨裝備了發(fā)電機、內(nèi)燃機和燃油系統(tǒng);整車只有一個驅(qū)動橋;電動機、發(fā)電機和內(nèi)燃機均布置在單個驅(qū)動橋附近。其工作原理是在動力電池的荷電狀態(tài)(State of charge，SOC)較高時，采用純電動驅(qū)動，只使用電動機進行驅(qū)動;在動力電池的SOC 低于一定程度后，采用增程發(fā)電模式，內(nèi)燃機帶動發(fā)電機向汽車高壓直流母線供電，這些電能既驅(qū)動電動機，同時又保證了動力電池的SOC 不繼續(xù)下降［4］。

傳統(tǒng)方案往往同時裝備有功率較大的電動機、發(fā)電機和內(nèi)燃機，使得整車的布置比較困難、整備質(zhì)量較大，影響包括動力性和續(xù)駛里程在內(nèi)的使用性能。而且，傳統(tǒng)增程式電動汽車一般只有一個驅(qū)動橋，再生制動時，所回收的能量相對有限，不利于進一步提高其續(xù)駛里程。

借鑒軌道車輛和電動輪汽車的設計思路，提出了面向增程式電動汽車的動力分布設計［5-6］。從實際出發(fā)，以現(xiàn)有某小型增程式電動轎車為原型，改用雙電機、全輪驅(qū)動的構(gòu)型方案;以整車動力性能指標和續(xù)駛里程要求作為約束條件，進行了動力總成的參數(shù)匹配設計;并針對此構(gòu)型方案，通過快速原型平臺設計了控制系統(tǒng);最終采用AMESim 和Matlab/Simulink 聯(lián)合仿真平臺進行了仿真驗證，研究了該構(gòu)型在提高增程式電動汽車續(xù)駛里程、改善燃油經(jīng)濟性等方面的優(yōu)勢。

1 動力分布設計的構(gòu)型及原理

動力分布設計是指將整車所需的功率分布到兩臺或更多的電機上，由多個電機共同承擔驅(qū)動汽車的任務。該設計要求增程式電動汽車使用全輪驅(qū)動方式，即具備前、后兩個驅(qū)動橋，并裝備前、后兩臺電機，如圖1 所示。其中，后電機為純驅(qū)動電機，與后驅(qū)動橋連接，起到驅(qū)動汽車行駛及再生制動的作用;而前電機為驅(qū)動、發(fā)電一體機，采用貫通軸設計，貫通軸輸入端通過前離合器與內(nèi)燃機飛輪連接，貫通軸輸出端通過后離合器與前驅(qū)動橋連接，該電機既可以起到驅(qū)動汽車行駛及再生制動的作用，又可以起到增程發(fā)電的作用。

當汽車在純電動驅(qū)動模式下，內(nèi)燃機不工作，前離合器分離、后離合器接合，前、后電機共同驅(qū)動汽車行駛，其能量流通途徑如圖2 所示。在這種驅(qū)動模式下，驅(qū)動汽車的最大功率為兩臺電機峰值功率之和，且前、后電機均可實現(xiàn)再生制動發(fā)電。

圖1 動力分布設計構(gòu)型圖Fig.1 Power distribution design configuration

圖2 純電動模式能量流動示意圖Fig.2 Energy flow of EV mode

在增程發(fā)電模式下，前離合器接合，后離合器分離，內(nèi)燃機驅(qū)動前電機，使之處于發(fā)電狀態(tài)，向高壓直流母線供電，后電機單獨驅(qū)動汽車行駛，其能量流通途徑如圖3 所示。此時驅(qū)動汽車的最大功率為后電機的峰值功率，且只有后電機可以實現(xiàn)再生制動發(fā)電。與傳統(tǒng)設計相比，動力分布式設計具備以下特點:

圖3 增程模式能量流動示意圖Fig.3 Energy flow of extended-range mode

(1)通過電機四象限運行、能量雙向傳遞的特性，充分利用雙電機的能量密度，整車比功率較高，輕量化效果顯著。

(2)純電動模式下，全部車輪均可實現(xiàn)再生制動，在符合理想制動力分配的約束條件下，具備較高的再生制動效率。

(3)增程發(fā)電模式為電池電量較低時的輔助驅(qū)動模式，主要用于長距離的公路行駛，多為勻速前進、加減速不頻繁，所以增程發(fā)電模式下所需的功率一般比較小。增程式電動汽車在增程發(fā)電模式下的輸出功率主要受限于發(fā)電機的額定功率，采用動力分布設計，其單個電機亦可以滿足其功率需求。

2 動力總成的參數(shù)匹配設計

以某在產(chǎn)A0 級增程式電動汽車作為原始車型，其基本性能參數(shù)如下:整備質(zhì)量為1420 kg;最大驅(qū)動電機功率為75 kW;額定驅(qū)動電機功率為30 kW;內(nèi)燃機功率為48 kW;最大發(fā)電機功率為40 kW;額定發(fā)電機功率為20 kW;動力電池容量為15 kW·h;驅(qū)動形式為前置前驅(qū);0 ～100 km/h 加速時間為13 s;最高車速為145 km/h;純電動續(xù)駛里程為70 km。該原始車型采用傳統(tǒng)的動力集中設計，整備質(zhì)量為1420 kg，裝備有1.0 L 直列三缸汽油機、額定功率為30 kW 的電動機、額定功率為20 kW 的發(fā)電機、以及15 kW·h 的鋰離子動力電池組，上述部件凈質(zhì)量之和為310 kg。

本文根據(jù)原始車型，提出了改進車型設計指標，以期達到不低于上述對比車型的動力性能和續(xù)駛里程。改進車型設計指標如下:0 ～100 km/h 加速時間≤12 s;純電動最高穩(wěn)定車速≥160 km/h;增程最高穩(wěn)定車速≥120 km/h;純電動續(xù)駛里程≥100 km;驅(qū)動形式為分布四驅(qū);整備質(zhì)量≤1350 kg。

2.1 驅(qū)動電機

在現(xiàn)有研究中，對電動汽車的驅(qū)動電機進行功率匹配時，習慣用最大車速計算驅(qū)動電機最大功率［7］。但是，電機能夠持續(xù)輸出最大功率的時間很短，不能滿足實際使用環(huán)境中對高速巡航行駛的需求。同時，考慮到增程發(fā)電模式下，汽車行駛所需功率將全部由驅(qū)動電機輸出，所以，本文將針對增程最高穩(wěn)定車速確定驅(qū)動電機的額定功率。

經(jīng)計算確定，所需驅(qū)動電機的額定功率P1const=17.91 kW，圓整后可選用額定功率為20 kW 的電機。取過載系數(shù)λ=2，驅(qū)動電機的最大功率:

2.2 驅(qū)動-發(fā)電一體機

驅(qū)動-發(fā)電一體機的功率匹配必須同時滿足兩個條件:①額定發(fā)電功率必須滿足增程模式下最高穩(wěn)定車速所需的行駛功率;②其額定輸出功率與驅(qū)動電機的額定功率之和必須使汽車達到所需的純電動下最高穩(wěn)定車速［8］。

驅(qū)動-發(fā)電一體機在條件①下所需額定功率P2Lim=19.90 kW;在條件②下所需額定功率P2Const=17.46 kW。

取P2Const=19.90 kW，驅(qū)動-發(fā)電一體機的額定功率同樣選定為20 kW。取過載系數(shù)λ =2，驅(qū)動-發(fā)電一體機的最大功率:

2.3 內(nèi)燃機

內(nèi)燃機的額定功率需要滿足在增程發(fā)電模式下，驅(qū)動-發(fā)電一體機以額定功率發(fā)電時所需的輸入功率，即Pe=22.11 kW。

雖然現(xiàn)代車用內(nèi)燃機可以在最大功率點進行長時間連續(xù)運轉(zhuǎn)，但是考慮到經(jīng)濟性、排放和噪音等問題，所選內(nèi)燃機的最大功率需達到Pe的120%～150%方可滿足要求［9］，即所需發(fā)動機的最大功率應在45 kW 以上。本文選取了三款備選發(fā)動機，其特點參見表1，并最終選定了某型直列雙缸汽油發(fā)動機。

表1 備選內(nèi)燃機性能參數(shù)Table 1 Performance parameters of alternative internal combustion engine

2.4 動力電池

為了研究改進車型的節(jié)能潛力、方便與原始車型進行對比分析，改進車型將沿用原始車型的動力電池規(guī)格，即電池能量EB=15 kW·h，并根據(jù)改進車型所選電機，確定動力電池電壓UB=300 V，計算電池容量:

綜上，經(jīng)過對動力總成的匹配計算和具體選型，改進車型的驅(qū)動電機和驅(qū)動-發(fā)電一體機均選用最大功率為40 kW 的永磁同步電機;內(nèi)燃機選用一臺0.65 L 直列雙缸汽油發(fā)動機;動力電池維持原始車型規(guī)格。上述部件凈質(zhì)量之和為235 kg，較之原始車型降低75 kg。由于動力分布式設計充分利用了傳統(tǒng)設計中發(fā)電機的能量密度，使得驅(qū)動電機的輕量化效果非常顯著。各部分凈質(zhì)量詳見表2。

表2 動力總成各部分凈質(zhì)量表Table 2 Net weight of each part of powertrain

3 控制邏輯及仿真平臺的設計

3.1 控制邏輯

面向動力分布的構(gòu)型形式，基于Matlab/Motohawk 控制器快速原型開發(fā)平臺，設計了一套控制邏輯，見圖4。該控制邏輯在傳統(tǒng)門限控制的基礎(chǔ)上進行了改進:針對純電動模式，對雙電機總效率進行了優(yōu)化，以改善其續(xù)駛里程;針對增程發(fā)電模式，結(jié)合了定點能量管理與功率跟隨管理［11］兩種方法，以兼顧油耗、排放和電池使用壽命。

圖4 控制邏輯流程簡圖Fig.4 Control logic diagram

當動力電池電量相對充足時，汽車處于純電動模式，前、后電機均起驅(qū)動作用，并均可實現(xiàn)再生制動。此時，若駕駛員踏下制動踏板，整車控制器則根據(jù)制動管路壓力，計算所需再生制動力矩，并根據(jù)理想制動力分配關(guān)系，確定前、后電機各自的制動力矩;若駕駛員踏下加速踏板，整車控制器則根據(jù)轉(zhuǎn)速n 和駕駛員輸入的目標轉(zhuǎn)矩Treq，以雙電機總效率ηtotal最大化為目標，計算前后電機轉(zhuǎn)矩分配系數(shù)i，并輸出前后電機各自的驅(qū)動轉(zhuǎn)矩TF、TR。由于單個電機效率是關(guān)于轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩的函數(shù)，即有i 使ηtotal為最大:

當動力電池的SOC 下降至某一下限，汽車轉(zhuǎn)入增程發(fā)電模式，前電機與內(nèi)燃機組成增程器，只使用后電機進行驅(qū)動或再生制動。此時整車控制器根據(jù)車速和駕駛員輸入的目標轉(zhuǎn)矩，計算出當前所需的行駛功率，并將此行駛功率與增程器最佳效率工況所對應的功率相比較;若所需行駛功率較小，則采用定點能量管理策略，使增程器處于最佳效率點，以確保燃油經(jīng)濟性和排放水平;若所需行駛功率較大，則使增程器輸出行駛所需的功率，以控制動力電池的放電電流、減小其充放電損失、延長其使用壽命。當動力電池SOC 達到某一上限后，汽車重新轉(zhuǎn)入純電動模式。

3.2 仿真平臺

使用AMESim 和Matlab/Simulink 聯(lián)合仿真分析平臺，建立了原始車型和改進車型的整車數(shù)學仿真模型。該模型中，駕駛員、動力總成、機械制動系統(tǒng)、動力電池以及車輛動力學等5 個子模型使用AMESim 搭建，如圖5 所示。控制系統(tǒng)子模型使用Matlab/Simulink 搭建，如圖6 所示。

通過臺架試驗方式，確定了目標車型擬采用電動機、內(nèi)燃機和動力電池的各項性能參數(shù)。電動機擬采用永磁直流電機，其轉(zhuǎn)矩特性和效率采用CW260 型電渦流測功機和功率分析儀進行測定;內(nèi)燃機擬采用某型直列雙缸汽油機，其萬有特性曲線采用同型電渦流測功機和油耗計進行測定。

4 仿真及結(jié)果分析

4.1 動力性

圖5 目標車型整車仿真分析模型Fig.5 Simulation model of the target vehicle model

圖6 目標車型控制系統(tǒng)模型(局部)Fig.6 Simulation control system model of the target vehicle model(partial)

使用原始車型和改進車型，分別進行了純電動模式下0 ～100 km/h 加速、最高車速以及增程發(fā)電模式下最高車速共3 個工況的仿真分析，分析結(jié)果如表3 所示。結(jié)果表明，改進車型的動力性能達到了設計目標;純電動模式下，改進車型具備較大的功率和較小的整備質(zhì)量，其動力性能顯著優(yōu)于原始車型;增程發(fā)電模式下，雖然原始車型驅(qū)動電機的額定功率大于改進車型，但二者發(fā)電機的額定功率相同，故增程發(fā)電模式下改進車型反而具備較高的最高穩(wěn)定車速。

表3 動力性仿真結(jié)果Table 3 Results of dynamic performance simulation

4.2 純電動續(xù)航能力

增程式電動汽車在日常行駛過程中，多是處于純電動模式下，所以重點考量其在市區(qū)工況下的續(xù)航能力。選用NEDC 和UDDS 兩種測試循環(huán)，按照起始SOC 為100%、終了SOC 為30%，對原始車型和改進車型的純電動模式續(xù)航能力進行了仿真分析，計算結(jié)果如表4 所示。圖7 為兩種測試循環(huán)的速度-時間曲線;圖8 為原始車型和改進車型在NEDC 和UDDS 測試循環(huán)下，動力電池SOC 隨時間的變化曲線。結(jié)果表明，改進車型的純電動續(xù)航能力達到設計目標，顯著優(yōu)于原始車型。

表4 純電動工況續(xù)駛里程仿真結(jié)果Table 4 Results of EV mode range simulation

圖7 NEDC 循環(huán)和UDDS 循環(huán)速度-時間曲線Fig.7 Velocity-time curve of NEDC and UDDS cycle

4.3 再生制動效率

圖8 NEDC 循環(huán)和UDDS 循環(huán)SOC-行駛距離關(guān)系曲線Fig.8 SOC-distance curves of NEDC and UDDS cycle

為了進一步了解基于動力分布設計的增程式電動汽車節(jié)能潛力，對純電動模式下的再生制動過程進行了分析。分別選取1、3 和5 m/s2三種制動減速度，計算原始車型和改進車型從60 km/h制動至靜止這一過程內(nèi)的制動能量回收情況。計算結(jié)果如表5 所示。圖9 為3 種制動減速度下，原始車型和改進車型再生制動所回收能量隨時間的變化曲線。結(jié)果表明，改進車型的再生制動效率高于原始車型。這種現(xiàn)象在較小的制動減速度下更為明顯。

表5 再生制動工況仿真結(jié)果Table 5 Results of Regenerative Braking Simulation

4.4 增程模式能耗

由于增程式電動汽車的增程模式主要用于長距離行駛，所以應重點考量市郊或高速工況下的燃油消耗。選用HWFET 測試循環(huán)和90 km/h 等速行駛，對原始車型和改進車型的增程模式燃油消耗率進行了仿真分析，計算結(jié)果如表6 所示。

表6 增程模式仿真結(jié)果Table 6 Results of extended-range simulation

圖9 減速度分別為1、3、5 m/s2 下制動能量回收曲線Fig.9 Regenerative energy time-based curve of 1 m/s2，3 m/s2and 5 m/s2 deceleration

圖10 HWFET 循環(huán)速度-時間關(guān)系曲線Fig.10 Velocity-time curve of HWFET cycle

圖10 為HWFET 測試循環(huán)的速度-時間曲線;圖11 為原始車型和改進車型在HWFET 測試循環(huán)和90 km/h 等速行駛下，動力電池SOC 隨時間的變化曲線。結(jié)果表明，兩種車型在上述工況均可保證動力電池的SOC 不再繼續(xù)降低，且改進車型在增程模式下的能耗略低于原始車型。考慮到兩種設計在增程模式下構(gòu)型相近，認為造成差異的主要原因在于改進車型具備更小的整備質(zhì)量。

圖11 增程模式HWFET 循環(huán)和90 km/h 等速行駛SOC 變化曲線Fig.11 SOC changing curves in extended-range mode of HWFET cycle and 90 km/h constant speed

5 結(jié)束語

基于動力分布設計，提出了一種新型增程式電動汽車方案，確定了雙電機和全輪驅(qū)動的構(gòu)型形式，并進行了動力總成的參數(shù)匹配。根據(jù)匹配和選型的結(jié)果，結(jié)合各項試驗數(shù)據(jù)，在AMESim 軟件中搭建了整車模型，并進行仿真計算。計算結(jié)果表明:在動力性相仿的前提下，相較于傳統(tǒng)設計方案，基于動力分布設計的增程式電動汽車，擁有較小的整備質(zhì)量和較高的再生制動效率，可以有效地提高增程式電動汽車的純電動續(xù)駛里程、并降低其增程模式下的燃油消耗，具備較為理想的節(jié)能潛力。

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