施德華，容香偉，汪少華，張開美，陳 龍，李 春

（1.江蘇大學(xué)汽車工程研究院，鎮(zhèn)江 212013；2.汽車零部件先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（重慶理工大學(xué)），重慶 400054；3.金龍聯(lián)合汽車工業(yè)（蘇州）有限公司，蘇州 215026）

前言

《節(jié)能與新能源汽車技術(shù)路線圖2.0》中明確提出要大力發(fā)展混合動(dòng)力技術(shù)，其中高集成度、高性能的功率分流式混合動(dòng)力汽車（hybrid electric vehicle，HEV）更是研究的熱點(diǎn)［1］。面對結(jié)構(gòu)更智能的動(dòng)力耦合裝置的需求，國內(nèi)外科研機(jī)構(gòu)和整車企業(yè)相繼推出了集成多離合器的功率分流式動(dòng)力耦合裝置［2］，但復(fù)雜的多離合器構(gòu)型對HEV瞬態(tài)模式切換的動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制帶來了更大挑戰(zhàn)，影響駕駛平順性。

為改善HEV由純電動(dòng)切換至混合動(dòng)力模式時(shí)伴隨發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)及離合器狀態(tài)切換對行駛平順性造成的不利影響，國內(nèi)外研究學(xué)者基于模型預(yù)測控制、滑模控制和動(dòng)態(tài)規(guī)劃等算法對發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)轉(zhuǎn)速進(jìn)行優(yōu)化［3-5］，以提高發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)階段或離合器狀態(tài)變化時(shí)的切換品質(zhì)，但這些控制策略計(jì)算量大、實(shí)際應(yīng)用較為復(fù)雜。針對發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)需求，Chen等［6］基于功率分流式傳動(dòng)系統(tǒng)的耦合特性設(shè)計(jì)了前饋-反饋控制器。Chen等［7］設(shè)計(jì)一款連接發(fā)動(dòng)機(jī)與變速器的新型阻尼離合器，并根據(jù)行星排傳動(dòng)系統(tǒng)的耦合特性研究了發(fā)動(dòng)機(jī)起停過程降低轉(zhuǎn)矩波動(dòng)的方法。汪佳佳等［8］針對一款功率分流式傳動(dòng)系統(tǒng)提出基于電機(jī)補(bǔ)償?shù)膮f(xié)調(diào)控制方法。同時(shí)，為解決模式切換過程中離合器狀態(tài)切換的問題，Yang等［9］基于一款同軸并聯(lián)混合動(dòng)力客車，將切換過程劃分為5個(gè)子階段并基于H∞魯棒控制設(shè)計(jì)動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制器。秦大同等［10］結(jié)合二次型最優(yōu)控制研究AMT與DCT離合器的起步與換擋過程。Zhu等［11］根據(jù)離合器和發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀態(tài)將模式切換過程劃分多個(gè)子階段，采用模糊PID控制設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)矩反饋補(bǔ)償器降低切換沖擊，并通過最優(yōu)控制改善了離合器滑摩損失。然而，上述控制方法的設(shè)計(jì)僅針對單離合器的傳動(dòng)系統(tǒng)，鮮有研究雙離合器協(xié)作下伴隨發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過程的模式切換。

針對集成多離合器的功率分流式混合動(dòng)力系統(tǒng)，通過控制不同離合器的工作狀態(tài)組合可以實(shí)現(xiàn)更豐富的工作模式，擴(kuò)大動(dòng)力源經(jīng)濟(jì)工作區(qū)間，但在進(jìn)行模式切換時(shí)，往往伴隨兩個(gè)離合器工作狀態(tài)的協(xié)同變化（超過兩個(gè)離合器協(xié)同的復(fù)雜情況應(yīng)避免）［12］，而不同離合器滑摩時(shí)的功率分流式傳動(dòng)系統(tǒng)不僅自由度增加，耦合效果減弱，而且隨著發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)、離合器工作的非連續(xù)性進(jìn)一步導(dǎo)致控制變量增多，協(xié)同狀態(tài)發(fā)生遷移，在面對不同加速工況時(shí)，對動(dòng)力源輸出轉(zhuǎn)矩分配更加敏感，極容易引起總輸出轉(zhuǎn)矩的波動(dòng)，造成瞬態(tài)模式切換品質(zhì)的下降。

本文中以一款集成多離合器的功率分流式HEV為對象，開展包含兩個(gè)離合器狀態(tài)協(xié)同切換的純電動(dòng)模式到混合動(dòng)力模式的動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)優(yōu)化控制策略研究。通過分析其瞬態(tài)模式切換行為，確定各個(gè)切換階段不同動(dòng)力源及離合器動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制方法，在此基礎(chǔ)上，基于模擬退火算法優(yōu)化雙離合器的協(xié)同滑摩行為，并提出面向不同加速工況的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速自適應(yīng)調(diào)節(jié)策略，通過電機(jī)MG1輸出轉(zhuǎn)矩的自適應(yīng)調(diào)節(jié)提高大范圍運(yùn)行工況下的整車瞬態(tài)模式切換品質(zhì)，為集成多離合器的功率分流式HEV動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制提供一種新的思路。

1 功率分流式混合動(dòng)力汽車建模

1.1 模式切換動(dòng)力學(xué)模型

所研究的功率分流式HEV構(gòu)型如圖1所示，集成4個(gè)離合器的雙行星排構(gòu)型實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)、電機(jī)MG1和MG2輸出動(dòng)力的耦合。即發(fā)動(dòng)機(jī)與前行星排PG1的齒圈R1相連，前行星排的行星架C1分別接有離合器CR3和CR1，電機(jī)MG1和MG2分別與PG1的太陽輪S1和后行星排PG2的太陽輪S2相連，PG2的齒圈R2通過離合器CR2與PG1的 太 陽輪S1相連，PG2的行星架C2連接離合器CR1和輸出軸。

圖1 混合動(dòng)力構(gòu)型

該構(gòu)型模式切換常涉及雙離合器的協(xié)同工作，本文中以如圖2所示的純電動(dòng)模式到混合動(dòng)力模式的瞬態(tài)切換過程為研究對象，該切換過程具有典型性，不僅包含兩個(gè)離合器的協(xié)同作用，還涉及發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過程。針對瞬態(tài)模式切換過程，基于杠桿法和矩陣法建立動(dòng)力學(xué)模型［13］，以CR1和CR3同時(shí)滑摩的階段為例，建立圖3所示的雙行星排杠桿模型。

圖3 雙行星排杠桿模型

根據(jù)圖3所示的杠桿模型，進(jìn)一步通過矩陣的形式描述其動(dòng)力學(xué)方程，如式（1）所示。

同理，建立純電動(dòng)模式和混合動(dòng)力模式的傳動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)矩陣方程，如式（2）和式（3）所示。

式中：Ie、IR1、IMG1、IS1、IMG2、IR2和Iout分別為發(fā)動(dòng)機(jī)、R1、MG1、S1、MG2、R2以及輸出軸的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；IC1、IC2分別表示為離合器CR3與行星架C1的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量之和、離合器CR1與行星架C2的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量之和；ωe、ωC1、ωout、ωMG1、ωMG2分別為發(fā)動(dòng)機(jī)、C1、輸出軸、MG1以及MG2的轉(zhuǎn)速；Te、TMG1、TMG2、TCR1和TCR3分別為發(fā)動(dòng)機(jī)、MG1、MG2、CR1以及CR3傳遞的摩擦轉(zhuǎn)矩；K1、K2為行星輪系特征參數(shù)，且K1=K2；Tin為S1與R2連接間的內(nèi)力矩；Tin1為CR3鎖止的內(nèi)力矩；Tin2為行星架C1與C2之間的內(nèi)力矩；Tout為輸出軸負(fù)載轉(zhuǎn)矩。Tout可由汽車平衡力矩方程計(jì)算：

式中：m為整車質(zhì)量；g為重力加速度；θ為坡度角；froll為滾動(dòng)阻力系數(shù)；ρ為空氣密度；Cd為空氣阻力系數(shù)；Av為迎風(fēng)面積；v為車速；R為車輪半徑；ifd為主減速器傳動(dòng)比。

整車模型參數(shù)如表1所示。

表1 整車模型參數(shù)

1.2 關(guān)鍵零部件建模

（1）發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)模型

本文采用“1階慣性延遲環(huán)節(jié)”描述發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)的瞬態(tài)轉(zhuǎn)矩輸出模型［14］，發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩定義為

式中：α為節(jié)氣門開度；ωe為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速；τe、τMG1分別表示發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間，且τMG1遠(yuǎn)小于τe；TMG_d為電機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)矩。

（2）離合器模型

國外大量離合器油壓試驗(yàn)表明離合器接合過程及分離過程滑摩時(shí)的油壓曲線可描述為指數(shù)函數(shù)形式［15］，進(jìn)而結(jié)合濕式離合器摩擦轉(zhuǎn)矩表現(xiàn)形式［16］，離合器接合和分離過程的摩擦力矩可表示為

式中：σ為油路充油速度相關(guān)的系數(shù)；tc為接合或者分離所用的時(shí)間；TCRj和TCRf分別定義為離合器接合目標(biāo)轉(zhuǎn)矩、剛分離時(shí)轉(zhuǎn)矩；ωini、ωpas分別為離合器主、從動(dòng)片轉(zhuǎn)速；μ為離合器摩擦因數(shù)；psj、psf分別為離合器結(jié)合與分離時(shí)的主油道油壓；Z為摩擦片個(gè)數(shù)；Ac為摩擦片面積；rw、rn分別為摩擦片外、內(nèi)徑。研究中不考慮離合器摩擦因數(shù)μ的變化特性。

2 動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)優(yōu)化控制策略

2.1 雙離合器協(xié)同的模式切換行為分析

綜合考慮模式切換品質(zhì)及發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)需求，在純電動(dòng)模式，通過MG1將發(fā)動(dòng)機(jī)調(diào)速至600 r/min以避免發(fā)動(dòng)機(jī)在模式切換階段中因轉(zhuǎn)速耦合被反拖，并減少發(fā)動(dòng)機(jī)到達(dá)怠速轉(zhuǎn)速（900 r/min）的時(shí)間。在發(fā)動(dòng)機(jī)和雙電機(jī)聯(lián)合驅(qū)動(dòng)的混合驅(qū)動(dòng)模式階段，通過電機(jī)調(diào)速使發(fā)動(dòng)機(jī)工作于經(jīng)濟(jì)轉(zhuǎn)速區(qū)間。瞬態(tài)模式切換過程涉及兩個(gè)離合器的協(xié)同工作：CR3由鎖止經(jīng)滑摩到分離，CR1則由分離趨向鎖止。

CR1和CR3的工作時(shí)序存在著豐富的組合方式，須結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)需求進(jìn)行切換可行性分析。因此，假設(shè)存在圖4中所示的4類雙離合器協(xié)同切換序列。

圖4 工作時(shí)序

假設(shè)a：CR3在CR1工作過程中分離（t0+t1、t0+t2表示CR3分離開始、結(jié)束時(shí)刻）。

假設(shè)b：CR1在CR3工作過程中結(jié)合（t0+t3、t0+t4表示CR1接合開始、結(jié)束時(shí)刻）。

假設(shè)c：CR1先結(jié)合、先鎖止，CR3后滑摩、后分離（t′1為CR3與CR1工作重合或間隔時(shí)間）。

假設(shè)d：CR3先滑摩、先分離，CR1后結(jié)合、后鎖止（t″0為CR3與CR1工作重合或間隔時(shí)間）。

其中，t1、t2、t3、t4分別為［0，（tf-t0）/2］內(nèi)的值；當(dāng)為重疊時(shí)間時(shí)當(dāng)為間隔時(shí)間時(shí)

由式（6）可知，當(dāng)離合器主、從動(dòng)盤轉(zhuǎn)速差為正時(shí)，離合器摩擦轉(zhuǎn)矩為正，反之為負(fù)。假設(shè)b中，CR3先滑摩傳遞給行星架C1負(fù)摩擦轉(zhuǎn)矩，降低C1角加速度。雖然CR1滑摩會(huì)給C1傳遞正摩擦轉(zhuǎn)矩，但若CR3滑摩時(shí)間長于CR1滑摩時(shí)間，行星架C1的轉(zhuǎn)速很難與輸出軸轉(zhuǎn)速同步，難以完成模式切換，導(dǎo)致離合器無效工作。而假設(shè)a的CR3工作時(shí)間小于CR1，更容易縮小行星架C1與輸出軸轉(zhuǎn)速差，完成模式切換。同理，在假設(shè)c和d中，當(dāng)CR1工作時(shí)間小于CR3時(shí)，很難迫使C1和輸出軸轉(zhuǎn)速同步；而在假設(shè)c和d中，當(dāng)CR3工作時(shí)間小于CR1時(shí)，從切換時(shí)間角度來看，同等工作條件下的假設(shè)c和d切換時(shí)間要長于假設(shè)a，故綜合考慮切換時(shí)間和離合器的工作有效性，選擇假設(shè)a作為雙離合器工作時(shí)序。

在假設(shè)a的基礎(chǔ)上，可以通過控制t1、t2細(xì)分為更多的工作時(shí)序，但進(jìn)一步考慮到雙離合器控制難度，選擇雙離合器同時(shí)分離、鎖止的時(shí)序最為簡單適宜，便于后續(xù)控制策略設(shè)計(jì)。結(jié)合純電動(dòng)切換至混合驅(qū)動(dòng)模式中發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)及CR1兩端轉(zhuǎn)速差的控制需求，可設(shè)計(jì)如圖5所示的模式切換邏輯。其中，vthr為切換速度閾值，取5.5 m/s。

圖5 模式切換邏輯圖

2.2 動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制策略設(shè)計(jì)

為了改善不同加速工況下的功率分流式HEV模式切換品質(zhì)，根據(jù)系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)矩分配、驅(qū)動(dòng)軸動(dòng)態(tài)加速以及發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)速等需求，建立各切換階段不同動(dòng)力源轉(zhuǎn)矩分配策略。

2.2.1 純電動(dòng)模式

純電動(dòng)模式下兩電機(jī)均參與工作，針對系統(tǒng)的2自由度特征，采用PI轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)模塊由MG1調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，使發(fā)動(dòng)機(jī)工作在目標(biāo)轉(zhuǎn)速。根據(jù)行星排動(dòng)力耦合機(jī)構(gòu)轉(zhuǎn)矩平衡表達(dá)式并結(jié)合PI調(diào)速模塊對電機(jī)進(jìn)行轉(zhuǎn)矩分配：

式中TPI1為純電動(dòng)模式下PI轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)模塊的需求轉(zhuǎn)矩，具體表示為

式中：ωd為發(fā)動(dòng)機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)速；kp1和ki1分別為純電動(dòng)模式下PI調(diào)節(jié)模塊的比例、積分增益；Treq為輸出軸需求轉(zhuǎn)矩。Treq可基于結(jié)合汽車動(dòng)力學(xué)平衡方程和PI控制的駕駛員模型求解，記為

式中：kp_req和ki_req分別為PI控制模型的比例和積分增益；vd為目標(biāo)車速。

該模式系統(tǒng)沖擊度表示為

由式（10）可以看出，該模式系統(tǒng)沖擊度受到TMG2、Tout以及MG2加減速行為的影響。由于S1與R2相連，MG2與MG1的轉(zhuǎn)速成比例關(guān)系，又由于CR1鎖止，發(fā)動(dòng)機(jī)與MG1轉(zhuǎn)速也成比例關(guān)系，因此，整車沖擊還將受到MG1對發(fā)動(dòng)機(jī)PI調(diào)速功能的影響。當(dāng)該模式切換到下一模式前，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速已達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速，純電動(dòng)模式的PI調(diào)速模塊輸出轉(zhuǎn)矩經(jīng)過較長時(shí)間已經(jīng)趨于穩(wěn)定，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速也趨于穩(wěn)定，進(jìn)而MG2轉(zhuǎn)速也趨于穩(wěn)定，轉(zhuǎn)矩分配更多地表現(xiàn)為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)特性。在模式切換的瞬態(tài)過程，車速和加速度視為恒定，根據(jù)系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速耦合行為和準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)矩分配特性，系統(tǒng)模式?jīng)_擊度也幾乎為零。

2.2.2 雙離合器協(xié)同滑摩模式

該模式下CR1和CR3同時(shí)處于滑摩狀態(tài)，不同于前述純電動(dòng)模式后期的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)行為，該瞬態(tài)切換階段離合器因滑摩傳遞輸出轉(zhuǎn)矩且各動(dòng)力源轉(zhuǎn)速持續(xù)變化，系統(tǒng)沖擊度表示為

可以看出，該切換階段系統(tǒng)沖擊度將受到各動(dòng)力源輸出轉(zhuǎn)矩以及不同行星排構(gòu)件轉(zhuǎn)速（各動(dòng)力源轉(zhuǎn)速）變化的影響。此時(shí)，由于瞬態(tài)切換車速變化不大，Tout可視為定值，而CR1和CR3均處于滑摩狀態(tài)，CR1和CR3傳遞的滑摩轉(zhuǎn)矩持續(xù)變化，如式（12）所示，僅按照能量管理策略的各動(dòng)力源準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)矩分配將導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)軸實(shí)際輸出轉(zhuǎn)矩與需求轉(zhuǎn)矩的失配，不同行星排構(gòu)件轉(zhuǎn)速（各動(dòng)力源轉(zhuǎn)速）持續(xù)變化。因此，為了減小輸出軸的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)，電機(jī)不僅需要提供目標(biāo)車速和加速度下的驅(qū)動(dòng)軸需求轉(zhuǎn)矩，還需要補(bǔ)償發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)阻力矩和動(dòng)力源加減速行為帶來的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)。進(jìn)一步仍需協(xié)調(diào)離合器滑摩轉(zhuǎn)矩，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速可由離合器傳遞的摩擦轉(zhuǎn)矩提升至怠速。為此，設(shè)計(jì)如式（13）所示的MG1和MG2輸出轉(zhuǎn)矩動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制律。

式中：σCR1和σCR3分別為CR1與CR3油路充油速度相關(guān)的系數(shù)；TCR1j為CR1接合時(shí)目標(biāo)轉(zhuǎn)矩；TCR3f為CR3剛分離時(shí)轉(zhuǎn)矩，根據(jù)穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)矩方程可得TCR3f=（K1+1）Te；Te為起動(dòng)阻力矩，同樣可根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)阻力數(shù)據(jù)通過BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行訓(xùn)練預(yù)測。

CR1和CR3傳遞的摩擦轉(zhuǎn)矩是造成該階段各部件加減速和輸出軸轉(zhuǎn)矩波動(dòng)的重要因素，為進(jìn)一步減小由雙離合器協(xié)同滑摩造成的影響，通過優(yōu)化CR1和CR3摩擦轉(zhuǎn)矩以提高該切換階段的瞬態(tài)工作品質(zhì)?；诒碚髂Ｊ角袚Q品質(zhì)的沖擊度、滑摩功及切換時(shí)間3個(gè)指標(biāo)建立加權(quán)優(yōu)化目標(biāo)，分別對CR1的接合目標(biāo)轉(zhuǎn)矩TCR1j以及CR1與CR3油路充油速度相關(guān)的系數(shù)σCR1和σCR3進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，其中，離合器CR1的目標(biāo)轉(zhuǎn)矩TCR1j僅需優(yōu)化接合時(shí)主油路油壓ps即可，具體優(yōu)化模型描述為

式中Q、P和O分別為沖擊度、滑摩功和切換時(shí)間的權(quán)重系數(shù)。

模擬退火算法能夠處理不同類型的優(yōu)化設(shè)計(jì)變量，具有較強(qiáng)的全局收斂性和廣泛的自適應(yīng)性［17］，這種算法基于Metropolis準(zhǔn)則重復(fù)進(jìn)行“產(chǎn)生新解-計(jì)算目標(biāo)函數(shù)誤差-接受（舍棄）新解”，通過控制溫度T使得固體內(nèi)能E趨于最佳平衡狀態(tài)，通常表示為

式中：p為出現(xiàn)能量差為dE的降溫的概率；Em、En分別表示為新、舊時(shí)刻固體內(nèi)能；T為固體溫度；k為常數(shù)。

本文中結(jié)合模擬退火算法將離合器動(dòng)作參數(shù)TCR1j、σCR1和σCR3當(dāng)做算法的解，通過逐步降溫并添加隨機(jī)干擾得到最優(yōu)的目標(biāo)函數(shù)值。將離合器傳遞轉(zhuǎn)矩限制在物理約束內(nèi)，當(dāng)其參數(shù)變化后得到的Jm小于Jn時(shí)，則接受該次變化，當(dāng)參數(shù)變化后的Jm大于Jn時(shí)，則以一定概率繼續(xù)移動(dòng)且此概率隨著時(shí)間而衰減。

2.2.3 混合動(dòng)力模式

（1）切換沖擊機(jī)理分析

該階段CR1和CR2處于鎖止?fàn)顟B(tài)，CR3和CR4分離，發(fā)動(dòng)機(jī)參與驅(qū)動(dòng)，雙行星排動(dòng)力耦合機(jī)構(gòu)具有2自由度，在根據(jù)能量管理策略確定各動(dòng)力源穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)矩分配的基礎(chǔ)上，分別對MG1和MG2增加基于PI控制的動(dòng)態(tài)轉(zhuǎn)矩調(diào)節(jié)模塊，由MG1和MG2調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，使發(fā)動(dòng)機(jī)工作在目標(biāo)轉(zhuǎn)速。MG1和MG2輸出轉(zhuǎn)矩為

式中：TMG1_stat和TMG2_stat分別為MG1和MG2根據(jù)能量管理策略得到的穩(wěn)態(tài)輸出轉(zhuǎn)矩；TPI2和TPI3分別為混合動(dòng)力模式下基于PI控制的MG1和MG2動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)矩，PI轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)模塊的輸入均為發(fā)動(dòng)機(jī)理想轉(zhuǎn)速與實(shí)際轉(zhuǎn)速的差值。

混合動(dòng)力模式下，輸出軸沖擊度為

雙離合器協(xié)同滑摩階段切換到混合動(dòng)力模式的初始階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速仍未達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速，階躍式的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速跟蹤使式（16）中MG1和MG2提供較大的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)矩，即TPI2和TPI3均不為零，由于行星排轉(zhuǎn)速耦合關(guān)系，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)也使MG1和MG2轉(zhuǎn)速隨之時(shí)變。另一方面，在該模式初始階段，發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩由于響應(yīng)遲滯尚未達(dá)到能量管理策略確定的穩(wěn)態(tài)輸出轉(zhuǎn)矩，即dTe/dt不為零。因此，結(jié)合式（16）可知，該模式初始階段產(chǎn)生的沖擊不僅受到MG1和MG2對動(dòng)力耦合機(jī)構(gòu)調(diào)速功能的影響，也受到發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)遲滯特性的影響。

（2）自適應(yīng)動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制策略

針對發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)遲滯以及MG1和MG2調(diào)速導(dǎo)致的模式切換沖擊，構(gòu)建如圖6所示的混合動(dòng)力模式各動(dòng)力源協(xié)調(diào)控制策略。在結(jié)合能量管理策略轉(zhuǎn)矩分配［18］以及PI控制的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)的基礎(chǔ)上，針對MG1設(shè)計(jì)自適應(yīng)調(diào)節(jié)系數(shù)實(shí)現(xiàn)不同加速工況下的MG1輸出轉(zhuǎn)矩自適應(yīng)調(diào)節(jié)，MG2輸出轉(zhuǎn)矩還需要提供額外的補(bǔ)償轉(zhuǎn)矩TMG2_com以彌補(bǔ)由于發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)遲滯導(dǎo)致的發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際輸出轉(zhuǎn)矩與理想轉(zhuǎn)矩的差異。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩控制指令Te_EM由能量管理策略給定，本文中主要研究瞬態(tài)模式切換行為，穩(wěn)態(tài)能量管理策略在此不再贅述［19］。

圖6中，發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)遲滯補(bǔ)償轉(zhuǎn)矩可表示為

圖6 混合動(dòng)力模式協(xié)調(diào)控制策略

式中Te_AEM為通過神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)估計(jì)的發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩，可基于發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)響應(yīng)輸出轉(zhuǎn)矩?cái)?shù)據(jù)通過BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)訓(xùn)練估計(jì)得到［20］。

由于駕駛汽車工況的復(fù)雜多變性，導(dǎo)致系統(tǒng)在切換至混合動(dòng)力模式時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速與目標(biāo)跟蹤轉(zhuǎn)速并非定值，因此，固定的調(diào)速模塊PI參數(shù)難以兼顧發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)性能和輸出軸轉(zhuǎn)矩波動(dòng)的限制。圖7對比了加速度分別為2、2.1和2.2 m/s2的不同加速工況下采用固定PI調(diào)節(jié)系數(shù)時(shí)的模式切換沖擊度。當(dāng)加速工況為2.2 m/s2時(shí)，最大沖擊度為23.6 m/s3，超出我國限定的沖擊標(biāo)準(zhǔn)（17.64 m/s3），而對于2 m/s2的加速工況，最大沖擊度僅為8.8 m/s3，低于德國標(biāo)準(zhǔn)（10 m/s3），不同加速工況系統(tǒng)沖擊度差異顯著。這主要是因?yàn)?，加速工況的改變使整車需求轉(zhuǎn)矩發(fā)生變化，從切換階段進(jìn)入混合動(dòng)力模式時(shí)，固定的PI調(diào)節(jié)系數(shù)使電機(jī)根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速提供固定的調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)矩，不隨加速工況改變，因此在混動(dòng)階段初始時(shí)刻，各動(dòng)力源轉(zhuǎn)矩經(jīng)過耦合后難以滿足不同加速工況下的轉(zhuǎn)矩需求，降低切換品質(zhì)。

圖7 不同加速工況下的沖擊度

針對固定PI調(diào)節(jié)參數(shù)無法保證大范圍工況下瞬態(tài)模式切換的高品質(zhì)控制，提出MG1對發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的自適應(yīng)調(diào)節(jié)方法。由式（16）可知，當(dāng)不考慮MG1調(diào)速時(shí)，MG1的輸出轉(zhuǎn)矩與總需求轉(zhuǎn)矩Treq成正相關(guān)關(guān)系。結(jié)合式（17）的混合動(dòng)力模式的沖擊機(jī)理分析可知，通過保持MG1輸出轉(zhuǎn)矩與整車需求轉(zhuǎn)矩成正相關(guān)的關(guān)系，就能夠維持總輸出轉(zhuǎn)矩平緩變化。為此，當(dāng)考慮PI調(diào)速時(shí)，需要自適應(yīng)PI調(diào)節(jié)系數(shù)能夠隨著加速工況的變化不斷調(diào)節(jié)參數(shù)使MG1輸出轉(zhuǎn)矩與整車需求轉(zhuǎn)矩維持正相關(guān)的關(guān)系。因此，在某一加速工況下，通過優(yōu)化選擇最優(yōu)的PI調(diào)節(jié)參數(shù)以兼顧轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)性能且維持輸出轉(zhuǎn)矩平緩波動(dòng)，并將此時(shí)的PI模塊的輸出轉(zhuǎn)矩與總需求轉(zhuǎn)矩之間的關(guān)系作為參考設(shè)計(jì)能實(shí)時(shí)調(diào)整的自適應(yīng)調(diào)節(jié)系數(shù)。定義n為PI模塊輸出轉(zhuǎn)矩與總需求轉(zhuǎn)矩之間的關(guān)系，進(jìn)而根據(jù)式（16）反向求解出自適應(yīng)調(diào)節(jié)系數(shù)μ。

式中：TPI2_opt和Treq_opt均為通過某一工況下優(yōu)化后得到的值；Te_EM在此瞬態(tài)中可視為定值。

結(jié)合式（16），混合動(dòng)力模式下的各動(dòng)力源輸出轉(zhuǎn)矩最終可表示為

通過引入MG1調(diào)速模塊的自適應(yīng)調(diào)節(jié)系數(shù)μ即可實(shí)現(xiàn)MG1輸出轉(zhuǎn)矩面向不同加速工況的自適應(yīng)調(diào)節(jié)，從而在實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)速控制的同時(shí)保證大范圍工況模式切換品質(zhì)。

3 仿真結(jié)果與分析

為驗(yàn)證本文提出的控制策略的有效性，分別對既無離合器滑摩轉(zhuǎn)矩優(yōu)化也無發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)自適應(yīng)的切換策略（策略A）、僅有發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速自適應(yīng)調(diào)節(jié)（策略B）以及本文提出的動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)優(yōu)化策略（策略C）進(jìn)行對比測試。通過前述動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制方法選取1.8、2.3和2.8 m/s2的加速工況為測試工況，具體仿真參數(shù)如表2所示。

表2 仿真參數(shù)

表中：Q、P、O權(quán)值可通過權(quán)重系數(shù)除以基準(zhǔn)值得到；沖擊度、滑摩功和切換時(shí)間的基準(zhǔn)值可設(shè)計(jì)為17.64、2 200和0.55；權(quán) 重 系 數(shù) 分 別1.2、0.6和0.7。

圖8對比了不同控制策略下的模式切換評價(jià)指標(biāo)，包括整車沖擊度、離合器滑摩功和模式切換時(shí)間。由圖8（a）可知，策略A未優(yōu)化離合器參數(shù)，導(dǎo)致在模式切換過程中難以協(xié)調(diào)整車輸出轉(zhuǎn)矩，所產(chǎn)生的沖擊度最大絕對值可達(dá)15.1 m/s3，策略B未采用本文設(shè)計(jì)的自適應(yīng)調(diào)節(jié)系數(shù)，在加速度為2.3 m/s2以上的工況下效果良好，但在1.8 m/s2的加速工況下沖擊度達(dá)到47.7 m/s3，無法適用于大范圍加速工況，而策略C既通過模擬退火優(yōu)化參數(shù)又采用自適應(yīng)調(diào)節(jié)系數(shù)，其沖擊度在不同的加速工況下均能保持在10 m/s3以內(nèi)。圖8（b）和圖8（c）表明，策略B、C的滑摩功和切換時(shí)間一致，工況的變化僅影響到整車沖擊，而且相較于策略A，離合器參數(shù)經(jīng)過模擬退火優(yōu)化后，降低了離合器的滑摩功和模式切換時(shí)間，以1.8 m/s2的工況為例，策略A的滑摩功和切換時(shí)間分別為2 411 J、0.59 s，大于策略B、C的2 120 J和0.52 s，分別提升12.1%和11.9%。隨著加速工況的變化，切換時(shí)間也會(huì)隨之呈正相關(guān)變化，當(dāng)離合器參數(shù)確定后，離合器滑摩產(chǎn)生的能量損失將會(huì)隨著切換時(shí)間降低而減小。

圖8 評價(jià)指標(biāo)

通過對比A、B、C 3種策略在不同加速工況下的結(jié)果，發(fā)現(xiàn)本文設(shè)計(jì)的動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)策略C在整個(gè)模式切換過程中都能保持良好的切換品質(zhì)。

圖9給出了策略B、C下行星排混合動(dòng)力系統(tǒng)不同部件轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。由圖9（a）可以看出，B、C 2種策略均能夠在純電動(dòng)模式中將發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速維持在600 r/min附近，且可在混動(dòng)模式下將發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速維持在經(jīng)濟(jì)轉(zhuǎn)速區(qū)間。圖9（b）和圖9（c）表明在3種不同加速工況下C1與輸出軸轉(zhuǎn)速皆有較好同步效果。圖9（d）和圖9（e）分別為電機(jī)MG1與MG2的輸出轉(zhuǎn)矩，可以看出，當(dāng)采用策略B時(shí)，在1.8 m/s2加速工況下整車由離合器滑摩階段切換至混合動(dòng)力模式的瞬間為9.6-9.7 s，電機(jī)MG1為了跟蹤發(fā)動(dòng)機(jī)的目標(biāo)轉(zhuǎn)速，產(chǎn)生較大的突變轉(zhuǎn)矩，而采用策略C時(shí)，MG1輸出轉(zhuǎn)矩更加平緩，2種策略下的MG2輸出轉(zhuǎn)矩均比較平緩。

圖9 動(dòng)力源轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速

4 硬件在環(huán)測試

通過硬件在環(huán)（hardware in the loop，HIL）測試進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提出的控制策略的性能，HIL測試原理如圖10所示。HIL測試臺(tái)主要包含上位機(jī)和HCU-HIL機(jī)柜，其中機(jī)柜主要由快速成型控制器（D2P）、包含各種板卡的NI實(shí)時(shí)仿真機(jī)、信號調(diào)理模塊、總開關(guān)以及可編程電源等部件組成?？刂破髂Ｐ驮贛otohawk平臺(tái)進(jìn)行搭建，并利用Mototune下載至D2P控制器中，被控對象模型編譯為dll文件并添加至NI Veristand中，同時(shí)添加實(shí)時(shí)目標(biāo)機(jī)使得上位機(jī)IP地址與實(shí)時(shí)仿真機(jī)在同一子網(wǎng)段內(nèi)，通過數(shù)據(jù)庫CAN接口文件（DBC）進(jìn)行軟硬件I/O口映射，連接控制器與被控對象的輸入、輸出信號，根據(jù)以太網(wǎng)進(jìn)行通信，實(shí)現(xiàn)控制器與被控對象之間的閉環(huán)連接，通過Veristand在線顯示仿真結(jié)果［21］。最后，運(yùn)行HCU-HIL機(jī)柜的總開關(guān)，實(shí)現(xiàn)NI實(shí)時(shí)模擬器底層數(shù)據(jù)到控制器的傳輸，HIL測試的模型參數(shù)與仿真保持一致。

圖10 HIL測試原理圖

圖11為本文設(shè)計(jì)的動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)策略的仿真與HIL測試結(jié)果對比。圖11（a）～圖11（e）分別為發(fā)動(dòng)機(jī)、電機(jī)MG1和MG2的轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩和沖擊度信號，由于HIL測試的硬件配置問題以及信號經(jīng)過傳輸時(shí)存在誤差，而且Motohawk平臺(tái)中積分與微分模塊計(jì)算能力相對仿真軟件存在誤差，HIL測試的整個(gè)切換過程相對實(shí)際仿真更快，關(guān)鍵零部件轉(zhuǎn)速以及轉(zhuǎn)矩也存在不同程度上的頻繁波動(dòng)，但其變化趨勢基本一致，測試結(jié)果依舊在可接受范圍內(nèi)。從沖擊度角度來看，不同加速工況下的最大模式切換沖擊度為9.34 m/s3，仍小于德國標(biāo)準(zhǔn)（10 m/s3）。因此，HIL測試結(jié)果表明本文提出的動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)策略不僅能夠滿足模式切換控制需求，提高模式切換品質(zhì)，還具有較好的工況適應(yīng)性。

圖11 仿真與HIL測試結(jié)果

5 結(jié)論

（1）針對一款集成多離合器的功率分流式HEV，根據(jù)杠桿法和矩陣法建立了涉及雙離合器協(xié)同的純電動(dòng)模式切換至混合動(dòng)力模式的切換階段動(dòng)力學(xué)模型，確定了模式切換序列和切換邏輯，制定了不同切換階段各動(dòng)力源和離合器動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)控制策略。

（2）針對雙離合器協(xié)調(diào)滑摩的切換階段，基于模擬退火算法優(yōu)化了考慮模式切換沖擊度、滑摩功和切換時(shí)間的離合器滑摩行為，并設(shè)計(jì)了混合動(dòng)力模式下適應(yīng)不同需求轉(zhuǎn)矩的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速自適應(yīng)調(diào)節(jié)策略，通過自適應(yīng)動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)電機(jī)MG1轉(zhuǎn)矩提高大范圍工況模式切換平順性。

（3）在仿真分析的基礎(chǔ)上，搭建了HIL測試平臺(tái)，進(jìn)行了所提出策略的試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、輸出軸端轉(zhuǎn)速以及行星架C1轉(zhuǎn)速均能夠滿足切換控制需求，而且不同加速工況下沖擊度的絕對值都能夠控制在10 m/s3下，能夠提高大范圍加速工況的整車行駛平順性。