陳大昕，陳 韜，秦 唐

（天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072）

0 概述

混合動力車輛為了降低能耗，會盡量避免發(fā)動機工作在低效區(qū)，在低動力需求時一般會停止發(fā)動機運行［1］。這導(dǎo)致混動車輛在道路運行時發(fā)動機會出現(xiàn)頻繁起停的現(xiàn)象［2］，起動工況能耗較高，摩擦損失較大，且容易造成后處理系統(tǒng)工作不穩(wěn)定［3］。優(yōu)化混動車輛發(fā)動機起動過程是提高其整車性能表現(xiàn)的重要方向和主要挑戰(zhàn)之一。相比于傳統(tǒng)燃油車，混合動力車輛搭載更大容量的電池和更大功率的起動/發(fā)電電機，為發(fā)動機起動過程的優(yōu)化帶來了新的可能。

混動系統(tǒng)發(fā)動機起動過程的電機轉(zhuǎn)矩規(guī)劃及發(fā)動機–電機協(xié)調(diào)是混動系統(tǒng)瞬態(tài)性能研究的重點之一。文獻［4］中通過仿真手段建立了發(fā)動機阻力矩模型，并采用模型預(yù)測控制（model predictive control，MPC）優(yōu)化電機倒拖力矩，縮短了發(fā)動機達到期望倒拖轉(zhuǎn)速（800 r/min 以上）的時間，降低了起動轉(zhuǎn)矩波動。文獻［5］中通過試驗研究了起停系統(tǒng)中電機倒拖轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩對發(fā)動機起動性能的影響，提高倒拖轉(zhuǎn)速的同時降低倒拖轉(zhuǎn)矩會改善起動平順性。文獻［6］中研究了增程式電動拖拉機增程器的起動方法，依據(jù)電機倒拖轉(zhuǎn)速、電機驅(qū)動退出時刻、倒拖能耗等要素，通過掃點試驗確定了起動最佳拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速（1 000 r/min），提高起動平順性的同時降低了起動能耗。由此可知，發(fā)動機起動時的倒拖轉(zhuǎn)速影響了機電耦合過程和起動性能，有必要進行系統(tǒng)化的研究。

在起動過程研究中，采用試驗的方式可以獲取直接可靠的性能數(shù)據(jù)，但難以應(yīng)用于開發(fā)的早期；而仿真研究可以給出詳細的過程，可以為系統(tǒng)設(shè)計的早期匹配和優(yōu)化提供支持。但是，現(xiàn)有研究的仿真平臺多從電機控制入手［7］，缺少對發(fā)動機燃燒、流動等過程的表述，使其無法反映復(fù)雜的發(fā)動機起動過程。文獻［8］中對發(fā)動機MAP 模型和平均值模型及包含流動、燃燒、傳熱、摩擦等建模的詳細模型性能進行了對比，結(jié)果顯示只有采用發(fā)動機詳細模型才能準確反映發(fā)動機起動過程中轉(zhuǎn)矩波動等瞬時信息。而基于詳細的發(fā)動機模型和電機模型組成的系統(tǒng)模型架構(gòu)復(fù)雜，跨平臺的協(xié)同難度大，限制了其在研究中的應(yīng)用［9］。

將基于詳細工作過程的發(fā)動機和電機模型集成到一起建立混動系統(tǒng)的真實映射，有助于深入研究和分析混合動力系統(tǒng)的瞬態(tài)工作過程，并進一步優(yōu)化混動車輛發(fā)動機的起動控制等瞬時策略。

1 混動瞬態(tài)仿真平臺搭建

為反映混合動力車輛的瞬態(tài)性能表現(xiàn)，所搭建的混合動力系統(tǒng)仿真平臺應(yīng)具備反映發(fā)動機每循環(huán)內(nèi)的轉(zhuǎn)矩、進氣等狀態(tài)變化的能力，其計算過程復(fù)雜且步長間隔為微秒級。為協(xié)同發(fā)動機模型，電機模型應(yīng)在保證自身計算準確的前提下，使計算步長小于或等于發(fā)動機模型的計算步長，從而提高機電耦合現(xiàn)象表征精度。本文中基于GT-SUITE 平臺搭建了發(fā)動機模型和整車模型，基于MATLAB/Simulink 平臺搭建了電機模型，通過聯(lián)合仿真的方式實現(xiàn)混合動力系統(tǒng)詳細仿真平臺構(gòu)建。

1.1 混合動力車輛架構(gòu)

研究對象為國產(chǎn)某自主品牌的混合動力運動型多功能車（sport utility vehicle，SUV）。該車采用功率分流式構(gòu)型，動力系統(tǒng)架構(gòu)如圖1 所示，基本參數(shù)如表1 所示。本研究搭建的功率分流式混合動力車輛模型包括發(fā)動機模型、電機（electrical motor，EM）模型、行星齒輪傳動模型、車輛縱向動力學(xué)模型、電池等效電路模型等。

圖1 功率分流式動力系統(tǒng)架構(gòu)圖

表1 動力系統(tǒng)主要參數(shù)

1.2 詳細發(fā)動機模型

為反映發(fā)動機詳細的工作過程，采用較為成熟的商業(yè)軟件GT-SUITE（以下簡稱“GT”）對發(fā)動機工作過程進行詳細建模，保留了發(fā)動機的燃燒、流動、傳熱和摩擦等計算，從而能夠描述發(fā)動機動態(tài)響應(yīng)過程。為了滿足研究發(fā)動機起動過程對瞬態(tài)細節(jié)的需求和詳細發(fā)動機模型計算精度的要求，以1°曲軸轉(zhuǎn)角為步長計算每循環(huán)的發(fā)動機狀態(tài)。為提高計算速度，對流動計算進行了適當簡化。通過缸內(nèi)壓力和實時計算的氣體壓縮力矩、旋轉(zhuǎn)慣性力矩和摩擦力矩，得到每循環(huán)的有效轉(zhuǎn)矩。該模型經(jīng)269 個工況點的試驗進行標定和驗證，如圖2 所示，有90% 工況點的轉(zhuǎn)矩精度在90% 以上，R2為0.998 4。

圖2 發(fā)動機模型轉(zhuǎn)矩驗證

發(fā)動機參數(shù)如表2 所示。

表2 發(fā)動機參數(shù)

1.3 永磁同步電機建模

1.3.1 永磁同步電機數(shù)學(xué)模型

研究車輛所搭載的EM1 與EM2 均為永磁同步電機（permanent magnet synchronous motor，PMSM）。在功率分流式混動架構(gòu)中，發(fā)動機起動依靠EM1 倒拖至指定轉(zhuǎn)速后再噴油，待發(fā)動機完成起動后進入制動模式進行發(fā)電。為了體現(xiàn)倒拖過程和制動過程電機瞬時轉(zhuǎn)矩輸出及發(fā)動機點火后轉(zhuǎn)矩波動對電機轉(zhuǎn)矩控制造成的影響，需要采用能夠體現(xiàn)電磁轉(zhuǎn)矩建立過程和電機運行狀態(tài)變化的模型，因此采用了PMSM的數(shù)學(xué)模型?？紤]到PMSM 運行過程中定、轉(zhuǎn)子磁場的同步特性，可經(jīng)過三相PMSM 的Clark 變換和Park 變換后，在dq同步旋轉(zhuǎn)坐標系中建立電機轉(zhuǎn)矩模型，其基本數(shù)學(xué)表達見式（1）～式（3）［10］。

式中，Id、Iq分別為d軸和q軸的電流；Ld、Lq分別為d軸和q軸的電感；Ud、Uq分別為d軸和q軸的電壓；R為定子繞組電阻；ωm為轉(zhuǎn)子機械角速度；λ為磁通幅值；p為極對數(shù)；Te為電磁轉(zhuǎn)矩。考慮到PMSM模型的精度對計算步長的需求和耦合平臺的時間尺度統(tǒng)一的要求，在本研究中PMSM 的計算步長被設(shè)定為10-5s。

1.3.2 永磁同步電機控制系統(tǒng)

PMSM 數(shù)學(xué)模型雖然可以反映電機工作的電磁機理，但是此類模型還需進行三相電的控制。本文中采用車用PMSM 電機常用的弱磁控制實現(xiàn)電機模型的驅(qū)動［11］。

在電機沒有達到基速時，電機處于恒轉(zhuǎn)矩區(qū)，此時電機可以在基速以下輸出最大轉(zhuǎn)矩。在這種工況采取線性最大轉(zhuǎn)矩電流比（maximum torque per ampere，MTPA）控制可以獲得最大的轉(zhuǎn)矩/電流比，提高電機效率［12］。其交軸和直軸電流由式（4）、式（5）計算。

隨著轉(zhuǎn)速升高，受到電流極限圓和電壓極限橢圓的限制，電機將沿著MTPA 曲線和最大轉(zhuǎn)矩電壓比（maximum torque per voltage，MTPV）曲線之間的恒轉(zhuǎn)矩曲線運行；轉(zhuǎn)速繼續(xù)升高，電機沿MTPV曲線運轉(zhuǎn)［12］，此時電機直軸和交軸電流按式（6）、式（7）計算。

式中，Uin為繞組端電壓；ωe為電氣角速度。

通過上述計算生成電機不同運行區(qū)域下的Id、Iq對應(yīng)表，實現(xiàn)弱磁控制。模型調(diào)用只需給出目標轉(zhuǎn)矩，控制模塊便可根據(jù)Id、Iq對應(yīng)表使PMSM 模型輸出轉(zhuǎn)矩。

1.4 功率分流式傳動模型

對象車輛的傳動系統(tǒng)為單行星排構(gòu)型，行星輪系統(tǒng)中太陽輪連接EM1，行星架連接發(fā)動機，齒圈通過中間齒輪連接EM2 的同時也通過另一齒輪連接傳動軸，最終通過主減速器后將動力輸出給車輪。EM1 主要負責倒拖發(fā)動機起動和在發(fā)動機運行時發(fā)電，EM2 則主要進行電力驅(qū)動和動能回收。假設(shè)該傳動系統(tǒng)中的連接都是剛性的，則行星輪系統(tǒng)中齒圈、太陽輪和行星架各部分的轉(zhuǎn)速滿足式（8）和式（9）。

式中，ρ為行星排特征參數(shù)的函數(shù)；Ns為太陽輪齒數(shù)；Nr為齒圈齒數(shù)；ωeng為發(fā)動機轉(zhuǎn)速；ωEM1為電機1轉(zhuǎn)速；ωring為齒圈轉(zhuǎn)速。

電機2 通過中間齒輪與齒圈耦合，3 個動力源之間的轉(zhuǎn)速關(guān)系見式（10）。

式中，ωEM2為電機2 轉(zhuǎn)速；i為電機2 與齒圈的傳動比。

行星輪系及各動力源的轉(zhuǎn)矩傳遞關(guān)系見式（11）。

式中，Teng為發(fā)動機轉(zhuǎn)矩；TEM1為電機1 轉(zhuǎn)矩；Tring為齒圈傳遞轉(zhuǎn)矩；rC為行星架半徑；rS為太陽輪半徑；rring為齒圈半徑。

1.5 轉(zhuǎn)矩耦合設(shè)置

基于MATLAB/Simulink 建立PMSM 數(shù)學(xué)模型和控制系統(tǒng)模型，通過interface 接口將電機的轉(zhuǎn)矩傳遞到GT 平臺的動力系統(tǒng)傳動軸上，實現(xiàn)與GT 中發(fā)動機模型的耦合仿真。該傳動軸位于電機轉(zhuǎn)子位置，代替電機傳遞轉(zhuǎn)矩，同時將該軸的負載轉(zhuǎn)矩傳遞到電機模型中作為電機負載，實現(xiàn)跨平臺的轉(zhuǎn)矩耦合。詳細發(fā)動機模型的計算步長為1°曲軸轉(zhuǎn)角，考慮到發(fā)動機在起動過程幾乎不會超過2 000 r/min，該轉(zhuǎn)速對應(yīng)1°曲軸轉(zhuǎn)角的時間為8.33×10-5s，大于電機的計算步長，因此發(fā)動機模型可調(diào)用電機模型最新步長計算的轉(zhuǎn)矩。于是電機轉(zhuǎn)矩在發(fā)動機模型的每步計算中都會得到更新，保證了系統(tǒng)模型的瞬態(tài)過程計算精度。由于GT 中發(fā)動機的計算步長為曲軸轉(zhuǎn)角，而Simulink 中電機的仿真步長為時間，為了聯(lián)合仿真中步長一致，設(shè)置為以Simulink 步長為基準調(diào)用GT 求解器，具體步長為10-5s，發(fā)動機模型仍以曲軸轉(zhuǎn)角為基準進行計算。考慮到發(fā)動機和電機模型的計算步長，在GT 與Simulink 進行數(shù)據(jù)交互時，以10-5s 步長為間隔傳遞信息，可保證混動仿真平臺完成瞬時過程的計算。

GT 中使用傳動軸接收來自Simulink 電機模型的轉(zhuǎn)矩，該軸上的動力學(xué)表述為：

式中，Tnet為GT 中軸上除主動力矩外的凈轉(zhuǎn)矩，軟件中提供了該變量可直接使用，該變量同時被傳輸?shù)絊imulink 中作為電機負載使用；J為軸的轉(zhuǎn)動慣量，需要設(shè)置為與電機轉(zhuǎn)子慣量相同；α為軸的角加速度。

1.6 起動模型驗證

起動模型的驗證包含兩個方面：一方面是由于跨平臺轉(zhuǎn)矩傳遞無法實現(xiàn)剛性連接，需要校驗系統(tǒng)轉(zhuǎn)速的一致性；另一方面是校驗系統(tǒng)特別是發(fā)動機部分的瞬態(tài)控制和輸出參數(shù)是否與試驗一致。

首先進行跨平臺轉(zhuǎn)矩耦合后的轉(zhuǎn)速一致性校驗。在GT 中使用傳動軸代替了電機，需要對GT中軸的轉(zhuǎn)速和Simulink 中電機轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速一致性進行核對。圖3 展示了全球輕型汽車測試循環(huán)（world light vehicle test cycle，WLTC）第599 s 至第609 s中發(fā)動機起動過程片段的軸轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，在全轉(zhuǎn)速區(qū)間誤差維持在3%～5%，R2為0.999 8，滿足跨平臺仿真使用需求。

圖3 跨平臺轉(zhuǎn)矩傳遞后轉(zhuǎn)速一致性校驗

同樣采用該片段對系統(tǒng)模型的輸入輸出參數(shù)與實際的發(fā)動機轉(zhuǎn)速、噴油、電池荷電狀態(tài)（state of charge，SOC）進行驗證，如圖4 所示。實際參數(shù)是通過WLTC 整車試驗獲取的，該試驗基于MAHA AIPCMD 48L 底盤測功機完成，使用Dearborn Protocol Adapter 5 通過車載診斷（on board diagnostics，OBD）接口以10 Hz 頻率讀取所需參數(shù)。

圖4 仿真與試驗起動過程對比

目前實車發(fā)動機起動噴油策略依然采用了加濃的方法，待穩(wěn)定至怠速后進行空燃比閉環(huán)控制。在驗證模型時仿真采用同樣的起動策略。仿真的發(fā)動機峰值轉(zhuǎn)速、最高噴油量和起動結(jié)束SOC 均略高于試驗值。峰值轉(zhuǎn)速誤差為2.8%，試驗和仿真的噴油量分別為1.864 mL 和1.917 mL，誤差為2.84%，誤差在可接受的范圍內(nèi)。仿真的SOC 僅比實驗值高0.03%，也滿足研究需求。其中能耗誤差主要由建模過程對氣路模型和噴油模型的簡化及實際過程存在隨機性所導(dǎo)致，而轉(zhuǎn)速誤差則主要由聯(lián)合仿真中轉(zhuǎn)矩傳遞的離散過程所導(dǎo)致。上述兩方面的驗證表明，所搭建的車輛瞬態(tài)模型能夠有效模擬發(fā)動機的起動過程。

原車起動策略固定800 r/min 開始噴油且采用噴油加濃，導(dǎo)致起動過程轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩均有不同程度的失控，轉(zhuǎn)速會超調(diào)46%，還需0.5 s 才可使轉(zhuǎn)速穩(wěn)定至1 000 r/min，如圖4 所示。實際上，由于EM1的轉(zhuǎn)矩輸出足以支持倒拖發(fā)動機到更高的轉(zhuǎn)速，特別是直噴發(fā)動機在精確控制并測定進氣量的基礎(chǔ)上可以組織理論空燃比燃燒，為發(fā)動機盡快實現(xiàn)穩(wěn)定輸出轉(zhuǎn)矩、減少低效噴油、減少起動時間和降低沖擊度提供了可能，有必要對其進行探索和分析。

2 熱機狀態(tài)下混動系統(tǒng)發(fā)動機起動過程優(yōu)化

2.1 研究場景的選擇

冷起動的關(guān)注點主要在于污染物排放的控制，而本研究主要針對混動系統(tǒng)中發(fā)動機起動過程經(jīng)濟性和平順性的優(yōu)化進行探索，因此首先選用WLTC循環(huán)中速段第1 次加速過程（第599 s 至609 s）中的發(fā)動機起動過程為例，考察發(fā)動機噴油策略對起動性能的影響。然后挑選和設(shè)計了不同起動需求功率的場景，對初始噴油轉(zhuǎn)速進行了優(yōu)化。功率分流式混合動力車輛雖然實現(xiàn)了發(fā)動機轉(zhuǎn)速與車速的解耦，但是發(fā)動機仍需頻繁參與車輛的驅(qū)動。能量管理策略（energy management strategy，EMS）考慮SOC、車速等邊界條件給出發(fā)動機起動命令，這使得起動后發(fā)動機需要提供的功率不同。應(yīng)對不同的目標工況時，起動過程中發(fā)動機何時參與動力輸出（即當其被拖動到哪個具體的目標轉(zhuǎn)速后開始噴油點火）會影響著起動后的工況過渡和整個起動過程的性能，因此起動過程中優(yōu)化發(fā)動機的初始噴油轉(zhuǎn)速（以下簡稱“初始噴油轉(zhuǎn)速”）是混合動力系統(tǒng)發(fā)動機起動過程策略優(yōu)化的重要手段。

2.2 混動系統(tǒng)中發(fā)動機起動策略的設(shè)置

混合動力系統(tǒng)中發(fā)動機起動策略的作用是將發(fā)動機從靜止狀態(tài)調(diào)整至目標工況點，并平滑切換至混合驅(qū)動模式。目標工況點為發(fā)動機從EMS 接收到的需求功率所對應(yīng)的燃油消耗率最低的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩，以下簡稱“起動結(jié)束轉(zhuǎn)速”和“起動結(jié)束轉(zhuǎn)矩”。發(fā)動機轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)由EM1 基于轉(zhuǎn)速差采用比例–積分（proportion integration，PI）控制方式實現(xiàn)。通過式（10）可以使用發(fā)動機目標轉(zhuǎn)速和EM2 當前轉(zhuǎn)速計算得到EM1 目標轉(zhuǎn)速，在此基礎(chǔ)上減去EM1 當前轉(zhuǎn)速得到轉(zhuǎn)速差用于控制。仿真中對節(jié)氣門控制進行了簡化，假設(shè)到達初始噴油轉(zhuǎn)速前100 r/min 時開啟節(jié)氣門可在到達初始噴油轉(zhuǎn)速時完成動作，其開度被直接賦給節(jié)氣門模型。當EMS 根據(jù)車輛運行狀態(tài)給出發(fā)動機起動命令時，動力系統(tǒng)按照圖5流程進行起動，具體如下所述：（1）時刻a至b，EM1 倒拖發(fā)動機轉(zhuǎn)速上升至初始噴油轉(zhuǎn)速ninj。開始倒拖時為起點，對應(yīng)a時刻。該步驟中發(fā)動機目標轉(zhuǎn)速為ninj。發(fā)動機轉(zhuǎn)速在ninj＜100 r/min 時節(jié)氣門不開啟；超過該轉(zhuǎn)速后，以當前轉(zhuǎn)速和EMS 分配給發(fā)動機的需求功率進行查表，調(diào)整節(jié)氣門開度。EM2 以整車需求功率為目標進行控制。（2）時刻b至c，發(fā)動機轉(zhuǎn)速達到ninj（即b 時刻）后開始以化學(xué)當量比噴油，目標轉(zhuǎn)速仍為ninj，發(fā)動機節(jié)氣門開度和EM2的控制同步驟（1）。使用電機轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速和輪速對發(fā)動機轉(zhuǎn)矩進行觀測［13］，當發(fā)動機穩(wěn)定輸出正轉(zhuǎn)矩（即c時刻）后進入步驟（3）。（3）時刻c至d，發(fā)動機向目標工況點調(diào)整，目標轉(zhuǎn)速變更為起動結(jié)束轉(zhuǎn)速nend，EM1通過PI 控制協(xié)助發(fā)動機升速。當發(fā)動機轉(zhuǎn)速達到nend且轉(zhuǎn)矩達到起動結(jié)束轉(zhuǎn)矩Tend時起動結(jié)束，進入混合驅(qū)動模式，對應(yīng)d時刻。該過程節(jié)氣門控制同步驟（1），此時發(fā)動機轉(zhuǎn)矩響應(yīng)慢于電機，整車需求轉(zhuǎn)矩與發(fā)動機實際提供轉(zhuǎn)矩之差由EM2 進行補償。

圖5 發(fā)動機起動流程圖

圖6 為初始噴油轉(zhuǎn)速為800 r/min 起動時的動力系統(tǒng)工作狀態(tài)，圖中a、b、c、d分別對應(yīng)上述起動流程中的分界時刻。發(fā)動機在時刻a被倒拖，隨后在時刻b噴油；EM1 轉(zhuǎn)矩在倒拖過程a至b中經(jīng)歷

圖6 WLTC 中速段發(fā)動機第1 次起動動力系統(tǒng)工作狀態(tài)

按照上述步驟，分別更改初始噴油轉(zhuǎn)速和起動片段，對不同需求功率下的起動性能進行了仿真研究。

3 發(fā)動機起動過程的仿真分析與優(yōu)化

3.1 初始噴油轉(zhuǎn)速對起動性能的影響

由最大值減小的過程，并在協(xié)助發(fā)動機工況調(diào)整的過程c至d中出現(xiàn)同樣現(xiàn)象；EM2 則根據(jù)EM1 和發(fā)動機轉(zhuǎn)矩輸出實時進行轉(zhuǎn)矩補償。

仍以WLTC 第599 s 至第609 s 中的起動過程為例分析初始噴油轉(zhuǎn)速對發(fā)動機起動性能的影響，評價起動的片段為圖5、圖6 中時刻a至d。由于WLTC 第599 s 至609 s 工況片的起動結(jié)束轉(zhuǎn)速為1 700 r/min，所以在研究中初始噴油轉(zhuǎn)速上限設(shè)為1 700 r/min，下限設(shè)置為略高于純?nèi)加蛙嚦跏紘娪娃D(zhuǎn)速，為400 r/min。在該轉(zhuǎn)速區(qū)間內(nèi)，研究了初始噴油轉(zhuǎn)速對能耗、起動時間、沖擊度的影響，其中綜合能耗為油耗和電耗之和。為方便計算，電能消耗通過式（13）等效為油耗。

式中，E為等效為油耗后的電耗；C為電池容量；ΔS為SOC 變化量；U0為動力電池帶載平均電壓；ηele為電驅(qū)平均效率；Qlow為汽油低熱值；ηeng為發(fā)動機平均效率。

初始噴油轉(zhuǎn)速對發(fā)動機起動過程能耗的影響見圖7。圖7 中橫軸代表以不同初始轉(zhuǎn)速噴油的起動過程，每個點為獨立的起動事件。結(jié)果顯示油耗隨初始噴油轉(zhuǎn)速提高而下降，這是因為電機倒拖到更高的轉(zhuǎn)速使得發(fā)動機參與度降低。而初始噴油轉(zhuǎn)速在400 r/min 和500 r/min 時，最低燃油消耗率遠高于其他轉(zhuǎn)速，導(dǎo)致這兩個初始噴油轉(zhuǎn)速所對應(yīng)的工況點油耗高于其他工況27% 以上。電耗在800 r/min 噴油時最低，綜合能耗在1 600 r/min 噴油時達到最低。EM1 在發(fā)動機輸出正功建立轉(zhuǎn)矩的過程中轉(zhuǎn)矩輸出出現(xiàn)波動，這是因為發(fā)動機輸出正轉(zhuǎn)矩前EM1 需要控制發(fā)動機轉(zhuǎn)速處于初始噴油轉(zhuǎn)速，待輸出正轉(zhuǎn)矩后再進行工況調(diào)整，以避免倒拖過度出現(xiàn)大幅轉(zhuǎn)速超調(diào)。所以，在過程a至c中隨著發(fā)動機被倒拖至初始噴油轉(zhuǎn)速，EM1 轉(zhuǎn)矩會減小，如圖6 所示。當初始噴油轉(zhuǎn)速低于800 r/min時，發(fā)動機著火后過程c至d所需倒拖耗電量仍然很高，使電耗高于高初始噴油轉(zhuǎn)速的起動過程。初始噴油轉(zhuǎn)速高于800 r/min 時，過程c至d所需倒拖轉(zhuǎn)矩及電耗減小，但過程a至c電耗比例上升，從而使得電耗不斷上升。而初始噴油轉(zhuǎn)速為1 600 r/min時，過程a至c與c至d的能耗達到了最佳折中，能耗達到最低。所以，和固定初始噴油轉(zhuǎn)速相比，提高初始噴油轉(zhuǎn)速至適當?shù)闹悼梢杂行Ы档湍芎摹Ｔ撈饎舆^程中，最低綜合能耗（2.10 g）出現(xiàn)在初始噴油轉(zhuǎn)速為1 600 r/min 時，相比800 r/min 不加濃噴油的起動策略能耗降低了23.6%，相比原機800 r/min加濃噴油的起動策略能耗降低達34.0%。

圖7 初始噴油轉(zhuǎn)速對發(fā)動機起動過程能耗的影響

在本研究中，將起動流程中a至c耗時定義為t0，a至d耗時定義為t1。t0主要衡量的是發(fā)動機建立轉(zhuǎn)矩的快慢，而t1則包含了由開始噴油到目標工況的調(diào)整時間。當初始噴油轉(zhuǎn)速為800 r/min 時，達到最短的t0。初始噴油轉(zhuǎn)速高于800 r/min 并繼續(xù)升高時，電機倒拖時間增加，t0增加。而400 r/min～700 r/min 開始噴油時，為防止轉(zhuǎn)速超調(diào)嚴重，此時節(jié)氣門開度比初始噴油轉(zhuǎn)速800 r/min 時小30%～50%，使得初始進氣量低且噴油少，發(fā)動機初始轉(zhuǎn)矩建立緩慢，t0相比800 r/min 初始噴油時更長。圖8 展示了這一現(xiàn)象，圖中工況1、2 分別為初始噴油轉(zhuǎn)速為500 r/min 和800 r/min 時的起動過程，工況1 比工況2 每循環(huán)缸內(nèi)空氣質(zhì)量要低13%～28%，即使工況1 因為轉(zhuǎn)速低而阻力矩低于工況2，但因進氣少噴油也就少，使得轉(zhuǎn)矩建立慢。兩工況均在3 個循環(huán)后輸出正轉(zhuǎn)矩，但工況1 因轉(zhuǎn)速低耗時比工況2 長40 ms。隨著初始噴油轉(zhuǎn)速提高，進氣量增加，以化學(xué)當量比計算的噴油量也增加，發(fā)動機從建立初始轉(zhuǎn)矩過渡到目標轉(zhuǎn)矩所需時間即t1-t0逐漸縮短，圖9 中展示了這一結(jié)果。t1在800 r/min～1 700 r/min 開始噴油的工況起動時間均在0.56 s以下，相比低初始噴油轉(zhuǎn)速下0.61 s～0.70 s 的起動時間縮短了8%～20%。

圖8 著火后1 號缸缸內(nèi)氣體質(zhì)量及節(jié)氣門開度

不同初始噴油轉(zhuǎn)速對應(yīng)的起動沖擊度如圖9 所示。表面上沖擊度隨初始噴油轉(zhuǎn)速上升而增大，實際上與起動時間（t1-t0）呈負相關(guān)。這是因為從建立轉(zhuǎn)矩到達到起動結(jié)束轉(zhuǎn)矩所用時間越短，轉(zhuǎn)矩變化率就越大，沖擊度就越大。文獻［7，14］中研究顯示功率分流式架構(gòu)發(fā)動機起動造成的沖擊度一般處于3 m/s3～14 m/s3。整體上提高初始噴油轉(zhuǎn)速并未造成沖擊度的顯著升高，因此在該架構(gòu)下初始噴油轉(zhuǎn)速的優(yōu)化重點可放在經(jīng)濟性上。

圖9 不同初始噴油轉(zhuǎn)速起動最大沖擊度和起動時間

為了分析起動時間對能耗造成的影響，采用單位時間能耗（起動過程能耗除以時間）評價起動效率，結(jié)果如圖10 所示。初始噴油轉(zhuǎn)速為1 600 r/min 時不僅能耗最低，起動效率也最高。

圖10 不同初始噴油轉(zhuǎn)速下發(fā)動機起動時間和單位時間能耗

盡管研究對象所采用的功率分流式架構(gòu)沒有傳統(tǒng)意義上的變速箱，但是在發(fā)動機起動輸出有效轉(zhuǎn)矩及轉(zhuǎn)矩上升的過渡工況中，行星架仍對齒圈存在較大的轉(zhuǎn)矩沖擊，從而影響到整車平順性。用式（14）對發(fā)動機起動過程的縱向沖擊度進行評價。

式中，a為車輛縱向加速度；v為車速。

通過以上對WLTC 中速段第1 次起動片段進行分析可知：初始噴油轉(zhuǎn)速通過改變發(fā)動機起動過程發(fā)動機和電機的工作分配影響綜合能耗，并存在綜合能耗最低的初始噴油轉(zhuǎn)速。發(fā)動機在低轉(zhuǎn)速就開始工作，會導(dǎo)致轉(zhuǎn)矩建立緩慢，而發(fā)動機初始噴油轉(zhuǎn)速過高則會縮短轉(zhuǎn)矩建立過程，使沖擊度增加。存在起動時間最短的初始噴油轉(zhuǎn)速，該轉(zhuǎn)速低于能耗最低初始噴油轉(zhuǎn)速，是動力性優(yōu)化時需要注意的。

3.2 需求功率對經(jīng)濟性初始噴油轉(zhuǎn)速的影響

在實際運行中，EMS 會根據(jù)實時工況決定發(fā)動機起動時的整車需求功率。這使得每次發(fā)動機起動時分配到發(fā)動機的需求功率也有差異，從而導(dǎo)致每次發(fā)動機起動所對應(yīng)的最優(yōu)初始噴油轉(zhuǎn)速也不同。圖11 展示了對象車輛在WLTC 試驗中發(fā)動機起動時對應(yīng)的整車需求功率分布，可以看到90% 以上的起動是在高于12 kW 的需求功率下進行的，14 kW～16 kW 的需求功率占比最高。因此，選用WLTC 中存在的5 個起動需求功率及兩個虛擬的起動需求功率為基礎(chǔ)，研究不同需求功率下綜合能耗最低的初始噴油轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律。虛擬的起動需求功率分別為10 kW 和20 kW（為功率需求域的端點），以更好地觀察規(guī)律變化趨勢。

圖11 WLTC 發(fā)動機起動時對應(yīng)的整車需求功率

所使用的WLTC 中5 個起動片段如表3 所示。發(fā)動機起動對應(yīng)的需求功率由能量管理策略決定，這5 個起動片段初始時車輛靜止，隨著車輛行進，整車需求功率增加，當其大于當前車速下的功率閾值時發(fā)動機起動。經(jīng)整車標定下發(fā)動機起動對應(yīng)的整車需求功率范圍為10 kW～20 kW，所以表3 中的5個實際需求和2 個虛擬需求足以用來研究初始噴油轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律。

表3 優(yōu)化初始噴油轉(zhuǎn)速所用片段

由前述結(jié)果可知，發(fā)動機在800 r/min 以下轉(zhuǎn)速噴油時經(jīng)濟性較差，10 kW～20 kW 需求功率對應(yīng)的起動結(jié)束轉(zhuǎn)速最高為1 700 r/min，因此在最佳初始噴油轉(zhuǎn)速的研究中以800 r/min 為起點以1 700 r/min為終點對表3 中的5 個場景分別進行了仿真，得到各場景下綜合能耗最低的初始噴油轉(zhuǎn)速，如圖12 所示。為了平衡尋找經(jīng)濟性初始噴油轉(zhuǎn)速的細致程度和仿真時間，初始噴油轉(zhuǎn)速的間隔最小設(shè)置為10 r/min。隨著發(fā)動機起動時所對應(yīng)的整車需求功率上升，綜合能耗最低的發(fā)動機初始噴油轉(zhuǎn)速會升高，此時EMS 分配給發(fā)動機的需求功率會隨整車需求功率上升而增加，對應(yīng)的發(fā)動機起動結(jié)束轉(zhuǎn)速也相應(yīng)提高。對需求功率在10 kW～20 kW 區(qū)間內(nèi)的初始噴油轉(zhuǎn)速進行數(shù)據(jù)分析可知，最優(yōu)初始噴油轉(zhuǎn)速隨需求功率升高變化呈二次方關(guān)系。隨著起動時需求功率升高，起動結(jié)束轉(zhuǎn)速與最優(yōu)初始噴油轉(zhuǎn)速的差整體呈現(xiàn)遞增趨勢。這是因為初始噴油轉(zhuǎn)速過高會導(dǎo)致倒拖能耗大于因高轉(zhuǎn)速噴油節(jié)省的能耗，這種現(xiàn)象隨轉(zhuǎn)速升高、倒拖耗電量增加而更加明顯。WLTC 中5種起動場景下最低起動能耗分別為1.39 g、1.55 g、1.60 g、1.68 g、1.90 g，對應(yīng)圖12 中優(yōu)化后的起動能耗。更細化的轉(zhuǎn)速設(shè)置使得第599 s 至609 s 的片段經(jīng)濟性初始噴油轉(zhuǎn)速上升了30 r/min，綜合能耗進一步降低了7.3%。對選取的7 種起動場景進行優(yōu)化后，相對于均采用800 r/min 作為初始噴油轉(zhuǎn)速的起動策略，單次起動綜合能耗降低了20%～31%，且整車需求功率越大則能耗改善幅度越大。

圖12 基于綜合能耗的發(fā)動機初始噴油轉(zhuǎn)速優(yōu)化

4 結(jié)論

（1）建立了基于機理的詳細發(fā)動機模型與電機數(shù)學(xué)模型，通過跨平臺的轉(zhuǎn)矩傳遞實現(xiàn)了動力系統(tǒng)的耦合仿真。通過軸轉(zhuǎn)速的一致性校驗和瞬時參數(shù)校驗，單次起動的模型能耗誤差為2.84%，認為所建立的模型可以滿足瞬態(tài)分析的需求。

（2）在WLTC 中速段第1 次起動過程中，隨著初始噴油轉(zhuǎn)速的提升，在發(fā)動機噴油量降低和電機耗電量增加的耦合作用下，綜合能耗最低出現(xiàn)在1 630 r/min 初始噴油的工況，相對800 r/min 開始噴油下降低了31%；初始噴油轉(zhuǎn)速在800 r/min～1 700 r/min 時起動時間均低于0.56 s；初始噴油轉(zhuǎn)速升高縮短了發(fā)動機轉(zhuǎn)矩建立的時間，但同時使得沖擊度隨之增大，最大值為11.88 m/s3。

（3）針對起動需求功率在10 kW～20 kW 之間的最優(yōu)初始噴油轉(zhuǎn)速進行的研究表明，最優(yōu)初始噴油轉(zhuǎn)速與需求功率呈現(xiàn)單調(diào)的二次方關(guān)系?；谛枨蠊β矢淖兂跏紘娪娃D(zhuǎn)速的策略，可使起動過程的能耗相比固定在800 r/min 初始噴油改善20%～31%，且改善幅度與需求功率正相關(guān)。