單模復(fù)合功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化

單模復(fù)合功率分流混合動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化

杜愛民1劉開圣1朱忠攀1王晨1,2

1.同濟(jì)大學(xué),上海,2018042.吉利電子傳動(dòng)技術(shù)有限公司,上海,201501

摘要：針對混合動(dòng)力汽車中的動(dòng)力耦合系統(tǒng),提出一種雙行星排結(jié)構(gòu)的單模復(fù)合功率分流裝置。通過對幾種方案機(jī)械點(diǎn)的特性進(jìn)行分析,篩選得出最優(yōu)結(jié)構(gòu)。對行星排特征參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,并推導(dǎo)得出滿足結(jié)構(gòu)限制的參數(shù)條件范圍,在此基礎(chǔ)上分析系統(tǒng)的工作模式和控制策略,最終利用離線仿真對該方案進(jìn)行驗(yàn)證。

關(guān)鍵詞:復(fù)合功率分流;單模;混合動(dòng)力變速箱;機(jī)械點(diǎn)

中圖分類號：U463.212.2

收稿日期：2014-10-16

作者簡介:杜愛民,男,1971年生。同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院副教授。主要研究方向?yàn)槠嚬?jié)能與排放控制、混合動(dòng)力汽車系統(tǒng)集成控制。劉開圣，男，1990年生。同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院碩士研究生。朱忠攀，男，1988年生。同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院博士研究生。王晨，男，1986年生。同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院博士研究生，吉利電子傳動(dòng)技術(shù)有限公司工程師。

Structure Optimization of Single-Mode Compound Split Hybrid Power Train

Du Aimin1Liu Kaisheng1Zhu Zhongpan1Wang Chen1,2

1.Tongji University,Shanghai,201804

2.Geely Electric Transmission Technology Co., Ltd.,Shanghai,201501

Abstract:Based on a power coupling system in hybrid vehicles,a novel single-mode compound split power train with the structure of double-row planetary gear sets was proposed.An optimized structure was obtained by analyzing the mechanical points.Then the range of characteristic parameter of the planetary gear set was calculated and optimized.Operating modes and control strategy were analyzed based on this optimized structure.The effectiveness of this hybrid system was finally validated by the simulation.

Key words:compound power split;single-mode;hybrid gear box;mechanical point

0引言

目前,混合動(dòng)力汽車的主要結(jié)構(gòu)形式分為串聯(lián)式、并聯(lián)式和混聯(lián)式?；炻?lián)式又稱為功率分流式(power split),采用行星齒輪排機(jī)構(gòu),實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速同車輪轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速的解耦[1],因此可使發(fā)動(dòng)機(jī)工作在經(jīng)濟(jì)區(qū)間內(nèi)。

根據(jù)功率分流的方式及行星排的數(shù)量,功率分流式混合動(dòng)力汽車可分為輸入分流式(input split)、輸出分流式(output split)和復(fù)合分流式(compound split)[2]。其中,輸入分流是通過行星排將發(fā)動(dòng)機(jī)輸出功率在混動(dòng)系統(tǒng)的輸入端進(jìn)行一次分流；輸出分流是通過行星排將發(fā)動(dòng)機(jī)剩余功率和驅(qū)動(dòng)電機(jī)功率在混動(dòng)系統(tǒng)的輸出端進(jìn)行一次匯流；復(fù)合分流則是通過行星排將發(fā)動(dòng)機(jī)輸出功率進(jìn)行分流，同時(shí)又利用行星排在輸出端對來自不同路徑的功率進(jìn)行匯流。

相比輸入分流與輸出分流式系統(tǒng)，復(fù)合分流式系統(tǒng)通常是由兩組行星齒輪排組成的四軸結(jié)構(gòu)。由于兩個(gè)電機(jī)均不與發(fā)動(dòng)機(jī)和輸出軸直接相連，故兩電機(jī)轉(zhuǎn)速均可為零，即電功率分流比例為零，系統(tǒng)可以得到兩個(gè)機(jī)械點(diǎn)[3],其高效率區(qū)間得到擴(kuò)展。復(fù)合分流式系統(tǒng)在雙模混合動(dòng)力汽車中已得到廣泛應(yīng)用，如通用汽車公司2001年推出的AHS混合動(dòng)力系統(tǒng)就是一種利用多行星排[4],既能實(shí)現(xiàn)輸入功率分流又能實(shí)現(xiàn)復(fù)合功率分流的雙模傳動(dòng)方案。

AHS系統(tǒng)需要多個(gè)離合器以控制模式切換，機(jī)械結(jié)構(gòu)極其復(fù)雜，成本較高。因此本文提出一種基于拉維娜式行星齒輪機(jī)構(gòu)的單模復(fù)合功率分流裝置。通過機(jī)械點(diǎn)的特性分析對方案結(jié)構(gòu)進(jìn)行篩選，并對可行方案進(jìn)行行星排特征參數(shù)優(yōu)化,分析了系統(tǒng)的工作模式和控制策略，最后利用離線仿真對該方案的有效性進(jìn)行驗(yàn)證。

1單模復(fù)合分流式系統(tǒng)設(shè)計(jì)

該單模復(fù)合分流裝置[5]采用共用行星架和齒圈的雙行星排結(jié)構(gòu),如圖1所示。圖1中,S1為前排輪系小太陽輪;P1為前排輪系短(粗)行星輪;P2為后排輪系長(細(xì))行星輪;S2為后排輪系大太陽輪;C1為前后排輪系共用行星架;R1為前后排輪系共用齒圈。

圖1　單模復(fù)合功率分流裝置

1.1機(jī)械點(diǎn)與系統(tǒng)效率

采用杠桿法[6]對圖1所示的結(jié)構(gòu)進(jìn)行等效,可得一個(gè)四軸式傳動(dòng)方案。圖2為一種布置方案的杠桿結(jié)構(gòu)圖,圖中,OUT表示輸出軸,ENG表示發(fā)動(dòng)機(jī)。設(shè)i1為前排行星齒輪傳動(dòng)比,i1=-ZR1/ZS1;i2為后排行星齒輪傳動(dòng)比,i2=ZR1/ZS2;ZR1、ZS1和ZS2分別為齒圈齒數(shù)和太陽輪S1、S2的齒數(shù)；同時(shí)設(shè)α為電機(jī)MG1到輸出軸的杠桿長度與發(fā)動(dòng)機(jī)到輸出軸的杠桿長度之商;β為電機(jī)MG2到輸出軸的杠桿長度與發(fā)動(dòng)機(jī)到輸出軸的杠桿長度之商。

圖2　等效杠桿圖

根據(jù)行星齒輪機(jī)構(gòu)各部件運(yùn)動(dòng)規(guī)律可得如下兩個(gè)轉(zhuǎn)速平衡方程：

ωMG1=αωENG+ωO(1-α)

(1)

ωMG2=βωENG+ωO(1-β)

(2)

式中,ωMG1、ωMG2、ωENG、ωO分別為電機(jī)1、電機(jī)2、發(fā)動(dòng)機(jī)和輸出軸的角速度。

忽略各運(yùn)動(dòng)部件的角加速度，則由圖2所示的杠桿模型可得到兩個(gè)轉(zhuǎn)矩平衡方程：

TENG+TMG1+TMG2+TO=0

(3)

TO+(1-α)TMG1+(1-β)TMG2=0

(4)

式中,TENG、TMG1、TMG2、TO分別為發(fā)電機(jī)、電機(jī)1、電機(jī)2、輸出軸的轉(zhuǎn)矩。

同時(shí)假設(shè)蓄電池凈功率為零,則得到電功率平衡方程:

(5)

式中,ηMG1、ηMG2分別為電機(jī)1和電機(jī)2的效率。

由于電機(jī)在發(fā)電和電動(dòng)工況下存在能量損失,故復(fù)合分流系統(tǒng)的傳動(dòng)效率為

(6)

式中,POUT、PENG分別為輸出軸和發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出功率。

(7)

設(shè)兩電機(jī)效率均為85%,則系統(tǒng)的傳動(dòng)效率隨傳動(dòng)比i的變化曲線如圖3所示。當(dāng)系統(tǒng)效率達(dá)到最高值時(shí),變速箱內(nèi)部無電功率流動(dòng),輸出功率全部由發(fā)動(dòng)機(jī)直接提供，此時(shí)的傳動(dòng)比i稱為系統(tǒng)的機(jī)械點(diǎn)(mechanical points)[7]。顯然當(dāng)電機(jī)1或電機(jī)2的轉(zhuǎn)速為零時(shí)系統(tǒng)中的電功率為零，此時(shí)對應(yīng)的傳動(dòng)比為系統(tǒng)的機(jī)械點(diǎn)，由此可計(jì)算復(fù)合分流系統(tǒng)的機(jī)械點(diǎn)傳動(dòng)比。

電機(jī)1轉(zhuǎn)速為零時(shí)：

電機(jī)2轉(zhuǎn)速為零時(shí)：

圖3　系統(tǒng)傳動(dòng)效率

1.2系統(tǒng)方案篩選

由圖3可知,該單模復(fù)合分流系統(tǒng)為四軸傳動(dòng)方案,而每軸均可與發(fā)動(dòng)機(jī)、電機(jī)MG1、電機(jī)MG2、輸出軸等4個(gè)部件中的一個(gè)相連,因此該四軸系統(tǒng)共有4!=24種布置方式。

定義傳動(dòng)比i>1為減速擋,00的區(qū)間內(nèi)；②只有1個(gè)機(jī)械點(diǎn)落在i>0的區(qū)間內(nèi)；③2個(gè)機(jī)械點(diǎn)均位于超速擋；④2個(gè)機(jī)械點(diǎn)均位于減速擋；⑤一個(gè)機(jī)械點(diǎn)位于超速擋，另一個(gè)位于減速擋。

由于機(jī)械點(diǎn)位置處傳動(dòng)效率最高,多個(gè)機(jī)械點(diǎn)可擴(kuò)大系統(tǒng)的高效區(qū)間,故應(yīng)從具有2個(gè)機(jī)械點(diǎn)的③、④、⑤類中選擇布置方案。同時(shí)為了使該結(jié)構(gòu)在城市工況與高速工況下均具有較高傳動(dòng)效率,應(yīng)將2個(gè)機(jī)械點(diǎn)分別設(shè)置在減速擋和超速擋區(qū)間內(nèi),使高效區(qū)間盡可能覆蓋到常用車速區(qū)間，所以選擇第5類布置方式作為結(jié)構(gòu)方案。

(a)2個(gè)機(jī)械點(diǎn)均未落在i>0的區(qū)間內(nèi)

(b)只有1個(gè)機(jī)械點(diǎn)落在i>0的區(qū)間內(nèi)

(c)2個(gè)機(jī)械點(diǎn)均在超速擋

(d)2個(gè)機(jī)械點(diǎn)均在減速擋

(e)一個(gè)機(jī)械點(diǎn)在超速擋，另一個(gè)在減速擋 圖4　機(jī)械點(diǎn)分布特性

對于一個(gè)機(jī)械點(diǎn)在超速擋、一個(gè)在減速擋的方案,可有兩種布置結(jié)構(gòu),其杠桿圖見圖5。

(a)方案a

(b)方案b 圖5　兩種可行結(jié)構(gòu)方案

設(shè)i1=-1.5,i2=3,Φ=PMG1/PENG；Φ為電機(jī)MG1與輸入端電功率分流比;PMG1為電機(jī)MG1功率。Φ>0時(shí)電機(jī)MG1處于電動(dòng)工況;Φ<0電機(jī)時(shí)MG1處于發(fā)電工況。則在兩行星排特征參數(shù)相同的情況下，方案a與方案b的傳動(dòng)效率曲線較為接近,如圖6所示。由圖7所示的電功率分流比特性可知，對于方案a,傳動(dòng)比位于兩機(jī)械點(diǎn)之間的高效區(qū)內(nèi)時(shí)電機(jī)MG1處于電動(dòng)工況,而在其他區(qū)域內(nèi)則為發(fā)電工況;方案b中,電機(jī)MG1的工作狀態(tài)正好與方案a相反。由此可知方案a中的電機(jī)MG1應(yīng)布置為電動(dòng)機(jī)，方案b中的電機(jī)MG1則應(yīng)布置為發(fā)電機(jī)。因此，只要合理選擇電機(jī)MG1的類型，方案a和方案b均可用于單模復(fù)合功率分流系統(tǒng)。

圖6　兩種可行方案傳動(dòng)效率

圖7　兩種可行方案電功率分流比

1.3行星排特征參數(shù)的確定

選取圖5b所示的結(jié)構(gòu)方案對前后排傳動(dòng)比i1、i2進(jìn)行進(jìn)一步的優(yōu)化。

混合動(dòng)力變速器應(yīng)具有以下特點(diǎn)[8]:

(1)同一輸出軸轉(zhuǎn)速下(同一車速時(shí))發(fā)電機(jī)應(yīng)具有較寬的可調(diào)速范圍,為發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀態(tài)提供較大的自由度，便于穩(wěn)定工況時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的油耗和排放性能的優(yōu)化。

(2)在同一發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下,發(fā)電機(jī)應(yīng)具有較寬的可調(diào)速范圍。在一定的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)范圍較寬，則短時(shí)間車速變化時(shí)，控制系統(tǒng)可以首先調(diào)節(jié)電機(jī)的功率滿足動(dòng)力系統(tǒng)需求，保證發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)穩(wěn)定，從而降低發(fā)動(dòng)機(jī)工作的不穩(wěn)定性。

(3)常用車速下，內(nèi)燃機(jī)的優(yōu)化工作范圍應(yīng)該處于內(nèi)燃機(jī)可調(diào)節(jié)的經(jīng)濟(jì)轉(zhuǎn)速范圍之內(nèi)。

對于本結(jié)構(gòu)的前后行星排，其前排太陽輪轉(zhuǎn)速ωS1、齒圈轉(zhuǎn)速ωR1、行星架轉(zhuǎn)速ωC1、后排太陽輪轉(zhuǎn)速ωS2滿足下列關(guān)系：

ωS1+i1ωR1=(1+i1)ωC1

(8)

ωS2-i2ωR1=(1-i2)ωC1

(9)

因此前行星排中的輸出軸轉(zhuǎn)速、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和電機(jī)MG1轉(zhuǎn)速可分別作為空間的x、y、z軸，由此確定一立方體；同理,由后行星排中的輸出軸轉(zhuǎn)速、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和電機(jī)MG2轉(zhuǎn)速亦可確定一立方體，如圖8所示。圖中截面A即為該機(jī)構(gòu)實(shí)際可達(dá)到的工作范圍。由式(8)、式(9)可知，截面A的形狀分別由i1和i2確定。

圖8　轉(zhuǎn)速平面關(guān)系圖

在圖8中可由a、c、h三點(diǎn)確定平面B，其在3個(gè)坐標(biāo)平面內(nèi)均具有較大的投影面積，滿足前文所述混合動(dòng)力變速器的要求，因此截面A的理想形狀應(yīng)為與截面B平行或接近平行，即兩平面的法向量間的夾角θ應(yīng)最小:

式中,(a1,a2,a3)為截面A的轉(zhuǎn)速平面特征法向量；(b1,b2,b3)為截面B的轉(zhuǎn)速平面特征法向量。

對于前行星排：

(a1,a2,a3)=(i1,-1-i1,1)

(b1,b2,b3)=(2/nomax,-3/nemax,1/nMG1max)

對于后行星排：

(a1,a2,a3)=(i2,1-i2,-1)

(b1,b2,b3)=(2/nomax,-3/nemax,1/nMG2max)

式中,nomax為輸出軸正常工作的最高轉(zhuǎn)速;nemax為發(fā)動(dòng)機(jī)允許的最高轉(zhuǎn)速;nMG1max和nMG2max分別為發(fā)電機(jī)和電動(dòng)機(jī)的最高工作轉(zhuǎn)速。

給定nomax=6300r/min,nemax=5500r/min,nMG1max=10 500r/min，nMG2max=8500r/min,則i1、i2與θ的關(guān)系如圖9、圖10所示，因此可得在i1=2.6時(shí),θ有最小值0.1204rad;由圖10可知,θ隨i2的增大而單調(diào)遞減，規(guī)定傳動(dòng)比1.5≤i≤3[9],則當(dāng)i2=3時(shí)θ有最小值。

圖9　i 1與θ關(guān)系

圖10　i 2與θ關(guān)系

由于該系統(tǒng)采用雙行星排的拉維娜結(jié)構(gòu),如圖1所示,因此i1和i2的取值直接決定后排行星輪P2的位置與大小。為保證P2不與齒圈和相鄰前排行星輪P1′發(fā)生干涉，同時(shí)又要滿足齒輪的嚙合要求，i1和i2需滿足一定的限制條件。

設(shè)前后太陽輪的中心點(diǎn)均為坐標(biāo)原點(diǎn)(0,0),前排行星輪P1的中心點(diǎn)為(x1,0),后排行星輪P2的中心點(diǎn)為(x,y),如圖11所示，則根據(jù)嚙合關(guān)系可得

(10)

(11)

式中，R為齒圈分度圓半徑。

圖11　拉維娜行星排結(jié)構(gòu)圖

為滿足P2不與齒圈發(fā)生干涉，可推出

(12)

為滿足P2不與行星輪P1′發(fā)生干涉，可推出

(13)

外嚙合斜齒輪齒數(shù)比范圍為1～15,可推出

(14)

將i1=2.6和i2=3代入式(10)～式(14)進(jìn)行驗(yàn)證,計(jì)算結(jié)果均滿足約束方程,因此i1和i2的取值符合結(jié)構(gòu)要求,可選為本系統(tǒng)行星排的前后傳動(dòng)比。

2工作模式及控制策略

2.1純電動(dòng)模式

圖12　純電動(dòng)模式

2.2發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)模式

當(dāng)蓄電池SOC值小于系統(tǒng)設(shè)定的最低值，或駕駛員油門踏板信號對應(yīng)的轉(zhuǎn)矩需求值大于電動(dòng)機(jī)對應(yīng)轉(zhuǎn)速下所能提供的最大轉(zhuǎn)矩時(shí)，電機(jī)拖動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到啟動(dòng)轉(zhuǎn)速，發(fā)動(dòng)機(jī)開始噴油工作。

圖13　發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)模式

2.3混合驅(qū)動(dòng)模式

發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)后,根據(jù)蓄電池VSOC和附件消耗功率確定整車目標(biāo)充電率；根據(jù)油門踏板信號確定需求功率，通過發(fā)電機(jī)MG1控制發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，電動(dòng)機(jī)MG2完成輸出軸轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償，使得發(fā)動(dòng)機(jī)工作在燃油經(jīng)濟(jì)性最優(yōu)區(qū)間內(nèi)。

圖14　混合驅(qū)動(dòng)模式

2.4制動(dòng)模式

駕駛員踩下制動(dòng)踏板后,發(fā)動(dòng)機(jī)迅速斷油熄火，電機(jī)提供制動(dòng)轉(zhuǎn)矩,將汽車動(dòng)能轉(zhuǎn)換為電能儲(chǔ)存到蓄電池中。但受到兩電機(jī)轉(zhuǎn)速及電池充電功率的限制，發(fā)動(dòng)機(jī)MG1在高速制動(dòng)時(shí)須提供平衡轉(zhuǎn)矩對發(fā)動(dòng)機(jī)的拖轉(zhuǎn)工作點(diǎn)進(jìn)行調(diào)整。而當(dāng)制動(dòng)需求超出混合動(dòng)力系統(tǒng)所能提供的制動(dòng)能力, 或電池SOC 值超過所允許的上限值時(shí), 摩擦制動(dòng)系統(tǒng)將進(jìn)行輔助制動(dòng), 保證行車安全，其杠桿等效圖見圖15。

圖15　制動(dòng)模式

3離線仿真

確定行星排結(jié)構(gòu)、前后行星排傳動(dòng)比及系統(tǒng)工作模式后,使用MATLAB對該混動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行NEDC工況下的油耗仿真。樣車整車參數(shù)及各主要?jiǎng)恿Σ考?shù)如表1、表2所示。蓄電池SOC值起始值為0.6,燃油經(jīng)濟(jì)性仿真結(jié)果如圖16所示。

表1　整車參數(shù)

表2　各主要?jiǎng)恿Σ考?shù)

圖16　燃油經(jīng)濟(jì)性仿真結(jié)果

4結(jié)論

(1)對功率分流系統(tǒng)機(jī)械點(diǎn)特性進(jìn)行了分析，為使所提出的單模復(fù)合功率分流系統(tǒng)高效區(qū)間落在常用車速區(qū)間內(nèi)，從使用拉維娜式行星齒輪結(jié)構(gòu)的理論方案中篩選得出2種可行的結(jié)構(gòu)布置方案。

(2)對前后行星排特征參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，不僅從數(shù)學(xué)角度計(jì)算得出最優(yōu)參數(shù)，而且從結(jié)構(gòu)上推導(dǎo)得出該參數(shù)的限制條件。

(3)對系統(tǒng)工作模式進(jìn)行了劃分，包括純電動(dòng)模式、發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)模式、混合驅(qū)動(dòng)模式和制動(dòng)模式。利用杠桿法對各種工作模式的原理進(jìn)行了分析。

(4)對該混動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行油耗仿真，在NEDC循環(huán)工況下等效燃油消耗量僅為4.68L/100km。

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(編輯蘇衛(wèi)國)