耿文冉，樓狄明，王 晨，張 彤

(1. 同濟大學 汽車學院，上海 201804； 2. 科力遠混合動力技術有限公司，上海 201501)

功率分流式混合動力系統(tǒng)利用行星齒輪機構將發(fā)動機與車輪解耦，可在較大車速范圍內(nèi)實現(xiàn)發(fā)動機轉速和轉矩的持續(xù)優(yōu)化[1].豐田汽車公司和通用汽車公司先后推出了多款成熟的功率分流式混合動力系統(tǒng)[2-5].豐田汽車公司的混合動力系統(tǒng)以單模輸入功率分流構型為主，結構簡單，控制算法容易實現(xiàn)，但驅動電機直接與輸出軸耦合，高速時整車動力性能較差.同時，該系統(tǒng)對驅動電機的轉矩要求較高，增加了電機成本[6].通用汽車公司的混合動力系統(tǒng)以雙模組合式功率分流構型為主，具有多個行星排，通過控制離合器和制動器實現(xiàn)輸入分流和復合分流，降低了對電機最高轉速和轉矩的設計要求，多個固定傳動比的設計也提高了系統(tǒng)傳動效率[7]，但該系統(tǒng)結構和控制均比較復雜，機械損耗和成本均較高.

為了進一步提高整車性能，研究人員對功率分流式混合動力系統(tǒng)進行了結構優(yōu)化.文獻[8-12]的研究結果表明，在功率分流機構中增加離合器，通過對離合器的狀態(tài)進行控制，可增加系統(tǒng)工作模式，進一步提升整車燃油經(jīng)濟性和動力性.

國內(nèi)科力遠混合動力技術有限公司研發(fā)的CHS(Corun hybrid system)，屬于單模復合功率分流系統(tǒng)，驅動電機與輸出軸分離，使得控制更加靈活[6,10].韓兵等[13]、王晨等[14]通過增加兩個制動器進行結構優(yōu)化，在高速比時采用兩擋純電動替代功率分流純電動模式，在低速比時采用發(fā)動機直驅替代功率分流混合動力模式，實現(xiàn)了系統(tǒng)效率和動力性的提升.當前，CHS仍存在以下三個方面的問題：純電動最高車速較低，無法完成一個純電動新歐州行駛工況(NEDC)測試；混動模式系統(tǒng)最大輸出轉矩不足600 N·m，整車加速、爬坡等動力性能較差；減速制動時，能量回收比例較低.這些問題阻礙了整車性能的進一步提升，使CHS在實車(尤其是插電式混合動力車)的應用中受到了限制.

為了解決以上問題，針對CHS進行結構優(yōu)化，在發(fā)動機與第一行星架之間設置離合器C0，在發(fā)動機與第二太陽輪之間設置離合器C1，并對優(yōu)化后的系統(tǒng)進行運動學、動力學和效率分析，然后通過聯(lián)合仿真驗證結構優(yōu)化對整車性能的影響.

1 功率分流式混合動力系統(tǒng)結構及優(yōu)化

1.1 系統(tǒng)結構優(yōu)化方案

優(yōu)化前CHS結構如圖1所示.該結構的特點包括：前后兩個行星排共用行星架和齒圈，發(fā)動機與行星架相連，電機E1與小太陽輪S1相連，電機E2與大太陽輪S2相連，三者動力經(jīng)行星排復合后由齒圈傳遞至輸出端.為提升系統(tǒng)效率，設置B1、B2兩個制動器.B1閉合時，可鎖止行星架；B2閉合時，可鎖止小太陽輪，電機E1不工作.

圖1 優(yōu)化前CHS結構

所提出的結構優(yōu)化方案為：在發(fā)動機與第一行星架之間設置離合器C0，在發(fā)動機與第二太陽輪之間設置離合器C1.優(yōu)化后的結構如圖2所示.電機E1與行星排1的太陽輪相連，電機E2與行星排2的太陽輪相連，發(fā)動機通過離合器C0或C1接入系統(tǒng)，動力由行星排1的齒圈輸出.

1.2 運動學及動力學分析

圖2 優(yōu)化后CHS結構

ωS1=ωRi01+ωPC(1-i01)

(1)

ωS2=ωPCi02+ωR(1-i02)

(2)

(3)

(4)

對行星輪系進行動力學分析，可得

TS1+TS2+TR+TPC=0

(5)

忽略行星輪系內(nèi)部功率損耗，由雙行星輪系功率平衡條件可得

TRωR+TS1ωS1+TS2ωS2+TPCωPC=0

(6)

式(5)和(6)中：TS1為太陽輪S1轉矩，N·m；TS2為太陽輪S2轉矩，N·m；TPC為C1R2軸轉矩，N·m；TR為C2R1軸轉矩，N·m.

對S1軸進行動力學分析，可得

(7)

對S2軸進行動力學分析，C1離合器打開時可得

(8)

C1離合器結合時可得

(9)

對C1R2軸進行動力學分析，C0離合器打開時可得

(10)

C0離合器結合時可得

(11)

對C2R1軸進行動力學分析，可得

(12)

式(7)～(12)中：JS1為太陽輪S1轉動慣量，kg·m2；JS2為太陽輪S2轉動慣量，kg·m2；JPC為C1R2軸轉動慣量，kg·m2；JR為C2R1軸轉動慣量，kg·m2；TE1為電機E1輸出轉矩，N·m；TE2為電機E2輸出轉矩，N·m；TENG為發(fā)動機輸出轉矩，N·m；TL為負載轉矩，N·m；JE1為電機E1轉動慣量，kg·m2；JE2為電機E2轉動慣量，kg·m2；JENG為發(fā)動機轉動慣量，kg·m2；JL為整車等效轉動慣量，kg·m2.

1.3 系統(tǒng)效率分析

當系統(tǒng)輸出功率全部由發(fā)動機提供時，可避免由于動力電池頻繁充放電而造成的能量損失，保證較高的系統(tǒng)效率.此時，系統(tǒng)內(nèi)部電功率之和為零，電池的凈輸出功率也為零.

忽略各運動部件的角加速度，則式(5)、(6)可轉化為

TE1+TE2+TR+TENG=0

(13)

TRωR+TE1ωE1+TE2ωE2+TENGωENG=0

(14)

當TE1ωE1<0時，

(15)

當TE1ωE1≥0時，

(16)

系統(tǒng)傳動比定義為輸入軸轉速與輸出軸轉速之比，即

(17)

系統(tǒng)傳動效率定義為系統(tǒng)輸出功率與輸入功率之比，即

(18)

電功率分流比表示系統(tǒng)輸入功率中通過電途徑傳遞的比例，定義為

(19)

式(14)～(19)中：ωE1為電機E1轉速，rad·s-1；ηE1為電機E1效率；ωE2為電機E2轉速，rad·s-1；ηE2為電機E2效率；ωENG為發(fā)動機轉速，rad·s-1；PE1為電機E1輸出功率，W；PENG為發(fā)動機輸出功率，W；PR為系統(tǒng)輸出功率，W.

結構優(yōu)化后系統(tǒng)傳動效率與傳動比的關系、電功率分流比與傳動比的關系如圖3所示.當車速較低時，系統(tǒng)傳動比較大，電功率分流比為正值.發(fā)動機功率被分流后，其中一部分由電機E2發(fā)電供電機E1使用，系統(tǒng)效率較低.隨著傳動比減小，發(fā)動機功率中用來發(fā)電的部分也減少，當電功率分流比降為零時，發(fā)動機功率全部通過機械路徑傳遞到車輪，系統(tǒng)效率達到最高.此時系統(tǒng)內(nèi)部電功率為零，因此該工作點稱為系統(tǒng)的機械點.CHS具有兩個機械點.當系統(tǒng)傳動比介于兩個機械點之間時，電功率分流比為負值，電機E1發(fā)電供電機E2使用，系統(tǒng)效率較高.在高車速時，系統(tǒng)傳動比繼續(xù)減小，電功率分流比為正值，電機E2發(fā)電供電機E1使用，電功率循環(huán)隨著車速增加而急劇增加，系統(tǒng)效率急劇下降.

圖3 系統(tǒng)傳動效率與電功率分流比

2 工作模式分析

CHS在優(yōu)化前有五種工作模式：駐車模式、純電動模式、發(fā)動機起動模式、混合動力模式和制動能量回收模式[14].結構優(yōu)化前，CHS具有一種純電動模式(見圖4中EV)和兩種混合動力模式(見圖4中HEV1和HEV2).結構優(yōu)化后，純電動模式增加為三種，混合動力模式增加為六種.圖4中“■”表示離合器或制動器處于結合或閉鎖狀態(tài)，杠桿與各縱軸交點處“●”到橫軸的距離表示此軸轉速的大小.

2.1 純電動模式

結構優(yōu)化前，純電動模式需閉合B1，鎖止行星架.優(yōu)化后，可通過打開C0使發(fā)動機與行星架斷開連接.控制B1和B2可獲得三種純電動模式，如圖5中EV1、EV2和EV3所示.EV1模式的B1閉合，兩臺電機同時工作，可保證較大的輸出轉矩.EV2模式的B2閉合，電機E2工作，可提高輸出轉速；進一步調整電機E2工作點，可提升系統(tǒng)效率.EV3模式B1、B2均打開，兩臺電機同時工作，在電機的轉速限值內(nèi)，齒圈輸出轉速進一步提高，從而獲得更高的純電動車速；EV3為電子無極變速模式，可通過優(yōu)化電機工作點來提高系統(tǒng)效率.圖5中“□”表示離合器或制動器處于打開狀態(tài).

圖4 優(yōu)化前純電動和混合動力工作模式

圖5 優(yōu)化后三種純電動工作模式

2.2 混合動力模式

根據(jù)離合器的狀態(tài)，混合動力模式又包括三種情況：C0結合、C1打開；C0打開、C1結合；C0、C1均結合.

當C0結合、C1打開時，系統(tǒng)工作在e-CVT模式，兩個電機共同調節(jié)發(fā)動機工作點，使系統(tǒng)效率達到最優(yōu)，即圖6中HEV1模式.若電機E1轉速較低，為了避免電功率損耗過大，則將制動器B2閉合，即圖6中HEV2模式.

圖6 C0結合、C1打開混合動力模式

當C1結合、C0打開時，發(fā)動機與電機E2并聯(lián)，可實現(xiàn)如圖7所示的三種工作模式.HEV3模式B1閉合，發(fā)動機和兩臺電機均工作，具有較大的輸出轉矩，但該模式受電機轉速限制，適用于車輛起步或中低車速.HEV4模式B2閉合，發(fā)動機與電機E2工作，轉速限制降低，最大輸出轉矩較HEV3模式降低，可改善中高車速的動力性.HEV5模式B1、B2均打開，最大輸出轉矩進一步降低，可作為C1結合各模式的過渡工況.

圖7 C0打開、C1結合混合動力模式

當C0、C1均結合時，系統(tǒng)工作在直驅狀態(tài)，發(fā)動機、兩個電機與輸出軸轉速均相等，此時車輛可獲得較高車速，并且不會導致兩個電機轉速過高，如圖8所示的HEV6模式.

圖8 C0、C1均結合混合動力模式

3 仿真驗證

為了驗證結構優(yōu)化對整車性能提升的影響，進行了離線仿真.搭建聯(lián)合仿真平臺，其中整車控制模型在Matlab/Simulink軟件中搭建，物理模型在LMS AMESim軟件中搭建，整車及動力部件參數(shù)如表1所示.為了保證仿真結果的準確性，采用與實車相同的控制策略.

表1 整車及動力部件參數(shù)

整車控制系統(tǒng)如圖9所示.該系統(tǒng)包含三個層次：第一層為能量管理策略,第二層為滿足運動學和動力學約束的電機需求轉速與轉矩計算模塊,第三層為部件控制器.

圖9 整車控制系統(tǒng)框圖

第一層能量管理策略包括工作模式選擇和發(fā)動機工作點選擇兩個模塊.工作模式選擇模塊根據(jù)當前車速、駕駛員需求轉矩、電池SOC(state of charge)等信息選擇整車工作模式.發(fā)動機工作點選擇模塊結合當前工作模式選擇發(fā)動機工作點.當關注于能量消耗時，按照等效燃油消耗最小策略選擇發(fā)動機最優(yōu)工作點；當關注于整車動力性能時，選擇發(fā)動機輸出轉矩較大的工作點.

第二層電機需求轉速與轉矩計算模塊，在滿足第1.2節(jié)中運動學和動力學約束的前提下，根據(jù)第一層輸出的工作模式和發(fā)動機工作點計算得到電機的需求轉速和轉矩.此外，電機工作點還需滿足以下約束條件：① 電機的轉速和轉矩均在可行范圍內(nèi)；② 電池功率不超過其峰值功率；③ 電池SOC在允許的工作范圍.第一層和第二層組成了混合動力控制單元，對應的控制程序位于整車控制器中.

第三層部件控制器包括主要動力部件的控制器，如發(fā)動機控制器、電機控制器、電池控制器、油泵電機控制器等，主要功能是接收來自于整車控制器的控制信號，使各動力部件工作在期望的狀態(tài).車輛實際運行的狀態(tài)信息反饋給整車控制器，用于決定下一時刻的控制策略.

3.1 結構優(yōu)化對能量消耗的影響

循環(huán)工況的能量消耗仿真結果如表2所示.其中城市工況(UDC)為純電動模式，NEDC工況包含純電動和混動多種模式.

表2 能量消耗仿真結果

3.1.1純電動能量消耗分析

從表2可以看出，結構優(yōu)化前一個UDC工況整車SOC降低1.00%，優(yōu)化后SOC降低0.92%，能量消耗比優(yōu)化前降低了8%.

圖10和圖11分別給出了電機E1和E2的轉速與轉矩.從圖10、11可以看出：優(yōu)化前，系統(tǒng)工作在EV1模式，電機E1轉速不為零而轉矩為零，處于空轉狀態(tài)，電機E2受杠桿運動學約束而轉速較高；優(yōu)化后，系統(tǒng)工作在EV2模式，電機E1被鎖止，轉速和轉矩均為零，電機E2轉速降低，轉矩增大.

圖10 電機E1的轉速與轉矩

圖11 電機E2的轉速與轉矩

電機空轉時需要消耗功率來克服機械阻力，因此優(yōu)化前功率損耗總體高于優(yōu)化后，如圖12所示.其中，140～165 s時優(yōu)化前功率損耗低于優(yōu)化后，原因為優(yōu)化后電機E2在此段的效率較差.

圖12 車速與功率損耗

圖13為優(yōu)化前后工況能量分析.優(yōu)化后，驅動消耗的能量低于優(yōu)化前，而制動回收的能量高于優(yōu)化前.兩方面綜合作用，使得優(yōu)化后整車純電動UDC工況的綜合能耗較優(yōu)化前降低了8%.

圖13 工況能量分析

3.1.2混動能量消耗分析

從表2的結果可以看出，結構優(yōu)化前NEDC工況整車的綜合油耗為5.38 L·(100 km)-1，優(yōu)化后為5.05 L·(100 km)-1，降低了6%.仿真過程均采用等效燃油消耗最小能量管理策略.

圖14為發(fā)動機工作點分布情況.圖15為各工作點的比油耗統(tǒng)計.優(yōu)化后發(fā)動機工作點主要分布在比油耗240～250 g·kWh-1和250～260 g·kWh-1區(qū)域，比油耗小于260 g·kWh-1的比例為97.5%,優(yōu)化前發(fā)動機比油耗小于260 g·kWh-1的比例為66.9%.

圖14 發(fā)動機工作點分布

圖15 發(fā)動機比油耗分布

圖16為電機E1工作點分布.優(yōu)化前電機E1主要工作在第四象限，即發(fā)電工況；優(yōu)化后電機E1部分工作在第一象限，即放電工況.此外，優(yōu)化前部分工作點電機空轉，優(yōu)化后取消了這些工作點.

圖16 電機E1工作點分布

圖17為電機E2工作點分布.優(yōu)化前電機E2轉矩分布在100 N·m以內(nèi)，轉速則達到7 000 r·min-1；優(yōu)化后電機E2轉矩達到180 N·m，轉速分布在6 000 r·min-1以內(nèi)，避免了大功率充電時較高的損耗.

圖17 電機E2工作點分布

3.2 結構優(yōu)化對整車動力性的影響

3.2.1純電動動力性分析

圖18為優(yōu)化后純電動模式的最大輸出轉矩和最高車速.從圖18可以看出，EV1模式在中低速(系統(tǒng)輸出轉速≤3 000 r·min-1)時輸出較大轉矩，適用于車輛起步、加速和爬坡工況.EV2模式較EV1模式最大輸出轉矩降低，最大輸出轉速提高，適用于中高車速勻速行駛.EV3模式在中高速的最大輸出轉矩和最大輸出轉速均高于EV2模式，可提高純電動最高車速.優(yōu)化后純電動模式最高車速從110 km·h-1提高到了160 km·h-1.

圖18 優(yōu)化后純電動模式最大輸出轉矩和最高車速

3.2.2混動動力性分析

結構優(yōu)化前，發(fā)動機與行星架相連，系統(tǒng)可輸出的最大轉矩為如圖19所示的HEV1模式.結構優(yōu)化后，C1離合器結合時，發(fā)動機與電機E2并聯(lián)，大幅提高了系統(tǒng)輸出轉矩，如圖19所示的HEV3和HEV4模式.從圖19的車速曲線可以看出，優(yōu)化后0～100 km·h-1加速時間由14.5 s減少到10.0 s.

圖19 優(yōu)化后混動模式最大輸出轉矩和加速性能

Fig.19 Maximum output torque and acceleration ability of hybrid modes after optimization

4 結論

(1) 對CHS進行了結構優(yōu)化.在發(fā)動機與第一行星架之間設置離合器C0，在發(fā)動機與第二太陽輪之間設置離合器C1.通過控制離合器和制動器的狀態(tài)，可實現(xiàn)三種純電動模式和六種混動模式.

(2) 結構優(yōu)化后，整車能量消耗得到了改善.純電動UDC工況電耗降低了8%，混動NEDC工況整車油耗降低了6%.

(3) 結構優(yōu)化后，整車動力性得到了提升.純電動模式最高車速由110 km·h-1提高到了160 km·h-1；混動模式0～100 km·h-1加速時間由14.5 s減少到10.0 s.