翟涌， 唐高強， 胡宇輝， 席軍強

(北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081)

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并聯(lián)混合動力客車模式切換過程控制研究

翟涌， 唐高強， 胡宇輝， 席軍強

(北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081)

針對單軸并聯(lián)混合動力客車結合離合器的模式切換，設計了發(fā)動機已啟動和未啟動時模式切換的控制策略.對于發(fā)動機未啟動的模式切換，考慮離合器滑磨功和駕駛員需求，提出了在擋啟動發(fā)動機和空擋啟動發(fā)動機的控制策略.在轉矩恢復時利用電機對發(fā)動機轉矩進行補償，考慮駕駛員需求、電池狀態(tài)和整車控制策略，制定電機補償發(fā)動機轉矩的策略. 通過臺架和實車試驗驗證了策略的可行性與優(yōu)越性.

混合動力客車；模式切換；離合器控制；轉矩恢復控制

混合動力汽車兩個動力源(發(fā)動機和電機)之間的切換過程直接影響車輛的動力性和舒適性，由于存在兩個動力源以及離合器摩擦轉矩的非線性特性，使得離合器的控制更加復雜[1].Kerem K[2]等將混合動力汽車的模式切換作為混雜系統(tǒng)的切換控制問題制定相應的控制器；Yongsheng H等[3]對單軸并聯(lián)混合動力汽車驅動電機啟動發(fā)動機進行了研究，提出電機轉矩與離合器恒定壓力控制相結合的閉環(huán)控制策略；Canova、倪成群等[4-5]利用電機轉矩快速響應的特性補償發(fā)動機轉矩，使得發(fā)動機啟動過程中振動減弱或動力性增強. 然而，上述研究均未考慮模式切換時電機轉速對離合器的影響，在利用電機補償發(fā)動機轉矩時均未考慮電池狀態(tài)和整車控制策略對電機轉矩的需求.

文中針對發(fā)動機是否啟動以及啟動發(fā)動機時電機轉速的大小提出不同的控制方法，并考慮駕駛員需求、電池狀態(tài)和整車控制策略建立電機補償發(fā)動機轉矩的策略，最終通過臺架和實車試驗進行了驗證.

1 單軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)結構和模式切換

1.1 混合動力系統(tǒng)結構

本研究對象為單軸并聯(lián)混合動力客車，其動力系統(tǒng)如圖1所示. 通過離合器的結合和分離控制發(fā)動機是否參與行車驅動或反拖制動，控制電機轉矩的大小來控制電機是否參與行車驅動或者再生制動.該動力系統(tǒng)采用自動機械式變速器(AMT)，模式切換過程中AMT控制單元(TCU)對發(fā)動機和電機的控制分別是將控制目標發(fā)送給整車控制器(HCU)和電機控制器，再通過整車控制器和電機控制器實現(xiàn)對發(fā)動機和電機的控制.

1.2 模式切換

單軸并聯(lián)混合動力客車根據(jù)發(fā)動機和電機是否參與以及參與的形式分為驅動、制動、停車三種模式[6].驅動模式再分為：純電動驅動、純發(fā)動機驅動、混合驅動、行車充電；制動模式分為：再生制動、機械制動、聯(lián)合制動模式.各模式之間的切換關系如圖2所示.

本文針對較復雜的需結合離合器的模式切換(純電動切換至純發(fā)動機、混合驅動或行車充電)進行研究(以下簡稱模式切換)，包括發(fā)動機已啟動時和發(fā)動機未啟動時模式切換的控制方法.

1.3 關鍵部件控制方式

對于需結合離合器的模式切換過程需對發(fā)動機、電機和離合器進行控制.發(fā)動機存在超越關閉、速度控制、轉矩控制、速度轉矩限制控制4種控制方式，在模式切換過程中只采用速度控制和轉矩控制.電機采用轉矩控制、轉速控制、空轉控制3種控制方式.離合器氣動執(zhí)行機構原理如圖3所示，離合器的結合和分離是通過4個開關電磁閥控制的，通過控制4個電磁閥可以實現(xiàn)離合器結合和分離時的3種速度：快、慢和保持當前位置.

2 模式切換過程控制策略

2.1 離合器控制過程評價指標

沖擊度和滑磨功是評價離合器滑磨階段的重要指標.滑磨功的大小與離合器結合所需時間及離合器主從摩擦片的轉速差相關，在沖擊度允許的范圍內(nèi)，應盡量減少離合器結合時間和主從摩擦片的轉速差[7]. 假設空氣阻力、滾動阻力及坡度阻力不變，則沖擊度的計算如式(1)所示[8]，在模式切換過程中應將電機轉速或電機轉矩和離合器摩擦轉矩之和的變化速率控制在一定的范圍內(nèi). 各國對沖擊度的要求不盡相同，文中取德國推薦值10 m/s3.

(1)

式中：Tc為離合器摩擦轉矩；Tm為電機轉矩；nm為電機轉速；rr為輪胎半徑；ig、i0為變速器、主減速器傳動比；m為車重；δ為旋轉質(zhì)量換算系數(shù)，其值見表1.

當發(fā)動機未參與驅動時，發(fā)動機摩擦轉矩為0，即Te-Tef=0，其中Tef為發(fā)動機摩擦轉矩.因此可通過實驗的方法確定離合器慢結合時發(fā)動機的轉速變化，從而確定離合器傳遞轉矩的變化率，通過實驗可知，離合器慢結合時離合器傳遞的轉矩每10 ms變化不大于12 N·m. 發(fā)動機轉速變化率與離合器摩擦轉矩的關系為

(2)

式中：Je為發(fā)動機轉動慣量；Jcin為離合器主動盤的轉動慣量.

隨著我國城鎮(zhèn)化建設的快速發(fā)展和工業(yè)化進程的加快，建筑業(yè)作為國民經(jīng)濟的支柱產(chǎn)業(yè)之一也得到了長足發(fā)展。與此同時，鋼材產(chǎn)量和消耗量也直線攀升。2005年，我國鋼筋總產(chǎn)量為5 800萬t，2012年鋼筋產(chǎn)量達到1.75億t，7年間增長近3倍。巨大的資源消耗和長期以來形成的粗放式的經(jīng)濟發(fā)展模式，使得我國的資源供給難以支持，環(huán)境難以承受，發(fā)展難以持續(xù)。因此，鋼鐵工業(yè)的轉型升級和建筑業(yè)發(fā)展模式的轉變勢在必行。

確定離合器結合過程中電機轉矩允許的變化范圍，考慮模型簡化和外部環(huán)境等因素對沖擊度計算的影響，更好地保證沖擊度在期望的范圍內(nèi)，取j=6 m/s3. 將式(1)變形后可得Tc+Tm的變化率為

(3)

電機發(fā)送信號間隔為10 ms，當發(fā)動機無輸出轉矩，不同擋位慢結合離合器時，電機10 ms允許變化的轉矩范圍如表1所示.

表1 離合器結合過程中電機轉矩10 ms允許的變化范圍

Tab.1 Variation range of the motor torque during clutch engagement in every 10 ms

擋位δΔTm11.310～1221.10-9～2131.07-16～2841.04-34～4651.04-51～6361.03-73～85

2.2 發(fā)動機未啟動時的模式切換

啟動發(fā)動機過程控制如圖4所示.

對于混合動力汽車而言，合理的發(fā)動機啟停策略可以使其節(jié)約10%左右的油耗[9]，因此混合動力汽車需要頻繁地關閉和啟動發(fā)動機，混合動力汽車可采用動力電機通過離合器滑磨啟動發(fā)動機. 利用驅動電機啟動發(fā)動機時離合器滑磨功會隨著離合器主從動部分的轉速差增加而增加，而啟動發(fā)動機時的電機轉速范圍較大. 例如車輛起步后啟動發(fā)動機時的電機轉速與電池SOC(state of charge)與油門開度有關[10]，啟動發(fā)動機時電機最低轉速為發(fā)動機怠速，最高轉速可以達到升擋點處的電機轉速. 因此，啟動發(fā)動機過程需考慮電機的轉速.

由于啟動發(fā)動機時輸入軸轉速高于發(fā)動機怠速，如果選擇在擋啟動，離合器滑磨功會隨著離合器主從部分轉速差的增加而增加，如果選擇空擋啟動，可通過調(diào)節(jié)電機轉速，使其在發(fā)動機怠速附近啟動發(fā)動機，從而大大減少滑磨功，達到保護離合器的作用，但空擋啟動發(fā)動機需要執(zhí)行一次完整的換擋操作：電機轉矩卸載-摘空擋-選目標擋位及電機調(diào)速-掛目標擋位，因此比在擋啟動發(fā)動機時間更長，動力性較差.綜合考慮，當電機轉速與發(fā)動機怠速相差不大時，應采用在擋啟動發(fā)動機.當電機轉速與發(fā)動機怠速相差很大時(>500 r/min)，如果油門開度不大(<70%)說明此時駕駛員對車輛動力性要求不高，采用空擋啟動發(fā)動機以保護離合器，如果油門開度較大(>70%)，則采用在擋啟動發(fā)動機以滿足駕駛員對動力性的要求.

在擋啟動發(fā)動機需考慮車輛沖擊度，此時控制電機調(diào)速的同時也應控制電機轉矩變化在一定范圍內(nèi).在滑磨階段，如果電機轉矩變化率超出表1的范圍，應停止慢結合，使離合器保持在當前位置，直至電機轉矩變化重新回到表1的范圍內(nèi).在轉速同步后應延遲一段時間，主要是為了衰減滑磨階段轉矩變化可能引起的傳動系共振，避免快結合時引發(fā)沖擊.

由于發(fā)動機已被啟動，因此可以控制發(fā)動機處于調(diào)速模式，使發(fā)動機調(diào)速至與電機轉速相同后快結合離合器，在離合器結合過程中電機采用調(diào)速模式使其保持在當前轉速，減少因轉速波動帶來的沖擊，離合器結合后控制電機和發(fā)動機調(diào)節(jié)轉矩至目標轉矩.

2.4 模式切換轉矩控制

考慮到發(fā)動機轉矩響應和過渡的速度均慢于電機，為滿足駕駛員對動力性的要求，轉矩恢復階段可采用電機補償發(fā)動機轉矩，電機補償轉矩始終為正值，可能與電池狀態(tài)和整車控制策略對電機的轉矩需求沖突，因此需對駕駛員需求與電池狀態(tài)和整車控制策略進行協(xié)調(diào).

整車控制器對電機轉矩的需求與電池SOC和油門開度相關，駕駛員的需求體現(xiàn)在油門開度，因此用電池SOC和油門開度分別表示電池狀態(tài)和駕駛員需求.考慮車輛的比功率將油門開度范圍劃分為：很小(0～20%)，小(20%～40%)，正常(40%～70%)，大(70%～100%)；考慮電池特性將SOC范圍劃分為：很低(0.16～0.24)，低(0.24～0.32)，正常(0.32～0.62)，高(0.62～1.00).考慮駕駛員需求、電池狀態(tài)及整車控制策略制定電機轉矩補償策略如表2所示.

表2 電機補償策略規(guī)則表

表2中的“—”表示車輛一直行駛在純電動模式；A為此時電機請求轉矩為負值，電機不補償發(fā)動機轉矩，電機轉矩按照整車控制器請求的電機轉矩進行恢復，但轉矩恢復過程中電機請求轉矩的絕對值不超過發(fā)動機當前轉矩；B為此時請求的電機轉矩為負值或0，在發(fā)動機轉矩達到整車控制器請求的發(fā)動機轉矩與電機轉矩之和后，開始恢復電機轉矩；C為此時請求的電機轉矩為正值、負值或0，電機補償發(fā)動機轉矩.

在轉矩恢復過程中，考慮了轉矩恢復速度對整車的沖擊度，發(fā)動機和電機請求轉矩之和與實際轉矩之差應在表1的范圍內(nèi).

3 實車試驗驗證

文中提出的控制策略在自主研發(fā)的混合動力客車上進行了驗證，試驗車輛如圖5所示.

空擋啟動發(fā)動機試驗如圖6所示，啟動時電機轉速達到1 630 r/min，此時油門開度只有13%，因此采用空擋啟動發(fā)動機.摘空擋后將電機調(diào)速至發(fā)動機怠速并結合離合器，在離合器結合并重新掛入擋位后進行轉矩恢復，此時電池SOC為52%，電機對發(fā)動機轉矩進行補償.由于對沖擊度的主動控制，整個過程車輛沖擊度較小.整個過程用時2.2 s，比在擋啟動發(fā)動機的時間要長，但由于離合器結合時的電機轉速由1 630 r/min降低到了750 r/min，使得離合器滑磨功大大減少，在駕駛員對動力性需求不高的情況下保護了離合器.

在擋啟動發(fā)動機試驗如圖7所示，啟動發(fā)動機時電機轉速為1 100 r/min，因此采用在擋啟動發(fā)動機，結合離合器過程中電機采用調(diào)速模式保持當前轉速，整車沖擊度仍在可接受的范圍內(nèi).為了防止離合器慢結合過程中車輛沖擊度過大，慢結合期間存在多次離合器保持當前位置的過程，慢結合所用時間比空擋啟動發(fā)動機更長.在轉矩恢復階段，電池SOC為0.28，整車控制器希望給電池進行充電，在發(fā)動機轉矩恢復至請求的發(fā)動機和電機轉矩之和時開始恢復電機轉矩，對電池進行充電.整個啟動發(fā)動機過程僅用0.83 s，比空擋啟動發(fā)動機用時更短.在啟動發(fā)動機過程中，在未請求發(fā)動機輸出轉矩的情況下發(fā)動機存在瞬間噴油的現(xiàn)象，如圖6所示，此時若采用在擋啟動發(fā)動機，車輛可能會產(chǎn)生較大的沖擊，這需要發(fā)動機控制器在此處調(diào)整其控制策略，這也是在擋啟動發(fā)動機控制策略的一個缺陷.

發(fā)動機已啟動時的模式切換實車試驗如圖8所示，首先對發(fā)動機進行調(diào)速，當發(fā)動機轉速與電機轉速同步時控制離合器快速結合，離合器完全結合后進行轉矩恢復，轉矩恢復過程中電機對發(fā)動機進行了轉矩補償，整個過程用時1.5 s，車輛沖擊度較小.

本文論述的模式切換過程控制經(jīng)過3臺客車2萬km的可靠性試驗，只出現(xiàn)2次由于換擋故障和電機調(diào)速故障導致的啟動發(fā)動機失敗，在車輛重新上電后故障得以消除，并且在模式切換過程未出現(xiàn)較大的沖擊，表明本文提出的策略能滿足車輛可靠性與平順性的要求.

4 結 論

針對單軸并聯(lián)混合動力客車模式切換過程進行了研究，提出了模式切換控制策略，對發(fā)動機未啟動的模式切換提出了在擋和不在擋啟動發(fā)動機的控制策略. 利用車輛允許的沖擊度確定了離合器的結合速度. 考慮駕駛員需求、電池狀態(tài)以及整車控制策略，確定了電機補償發(fā)動機轉矩的策略.

通過臺架和實車試驗對策略進行驗證，試驗表明，離合器結合過程和轉矩恢復過程車輛沖擊度在允許范圍內(nèi)，電機補償發(fā)動機轉矩提高了車輛的動力性，同時也不影響電池SOC的平衡及電池性能.

[1] 冀爾聰.并聯(lián)混合動力汽車模式切換中的協(xié)調(diào)控制問題研究[D].長春:吉林大學，2006.

Ji Erchong. Study on the coordinated control for mode-switch of parallel hybrid electric vehicle[D]. Changchun: Jilin University， 2006. (in Chinese)

[2] Kerem K. Modeling and control of a hybrid-electric vehicle for drivability and fuel economy improvements[D]. Ohio， USA: Ohio State University， 2008.

[3] He Yongsheng， Norman K， Anthony L, et al. Modeling and drivability assessment of a single-motor strong hybrid at engine star， SAE paper: 2010-01-1440 [R]. Detroit, USA: SAE， 2001.

[4] Canova M， Guezennec Y， Yurkovics H. On the control of engine start/stop dynamics in a hybrid electric vehicle[J]. Journal of Dynamic System， Measurement， and Control， 2009，131:061005-1-061005-12.

[5] 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，2013，29(4)：114-121.

Ni Chengqun， Zhang Youtong， Zhao Qiang， et al. Dynamic torque control strategy of engine clutch in hybrid electric vehicle[J]. Journal of Mechanical Engineering， 2013，29(4)：114-121. (in Chinese)[6] Mehrdad E， Yimin G， Ali E. Modern electric， hybrid electric， and fuel cell vehicles， fundamentals theory， and design[M]. [S.l.]: CRC Press， 2010.

[7] 廖林清，沈余陽，張君.汽車起步過程離合器滑磨功仿真分析[J].重慶理工大學學報，2012，26(4)：5-10.

Liao Linqing， Shen Yuyang， Zhang Jun. Simulation analysis of clutch friction work in vehicle start procession[J]. Journal of Chongqing University of Technology， 2012，26(4)：5-10. (in Chinese)

[8] Murphey Y， Milton R， Kiliaris L. Driver’s style classification using jerk analysis[C]∥Proceedings of Computational Intelligence in Vehicles and Vehicular Systems. Nashville， TN: [s.n.], 2009:23-28.

[9] Tamai G， Hoang T， Skaggs C， et al. Saturn engine stop-start systems with an automatic transmission， SAE Paper: 2001-01-0326[R].Detroit，USA: SAE ， 2001.

[10] Niels J， Mutasim A， Naim A. Energy management strategies for parallel hybrid vehicles using fuzzy logic[J]. Control Engineering Practice， 2003，11(2):171-177.

(責任編輯：孫竹鳳)

Process Control of Mode Switch for Parallel Hybrid Electric Buses

ZHAI Yong， TANG Gao-qiang， HU Yu-hui， XI Jun-qiang

(School of Mechanical Engineering， Beijing Institute of Technology， Beijing 100081， China)

The control strategy of mode switch with engine started and not started was designed for the mode switch that needs engagement of clutch on single-shaft parallel hybrid electric vehicle (HEV). The clutch friction work and driver’s intention were taken into account to determine the control strategy of starting the engine in particular gear or in neutral gear when the engine did not started. The motor could compensate engine torque during torque recovery phase and the compensation strategy was developed according to driver’s demand, battery status and vehicle control strategy. The feasibility and superiority of the strategy were verified by bench and vehicle tests.

hybrid electric buses; mode switch; clutch control; torque recovery control

2014-07-24

國家“八六三”計劃項目(2011AA11A206)

翟涌(1968—)，女，博士，副教授，E-mail：zhaiyong@bit.edu.cn.

U 469.7

A

1001-0645(2016)01-0053-07

10.15918/j.tbit1001-0645.2016.01.010