功率分流式混合動(dòng)力車輛發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程優(yōu)化的仿真研究

陳大昕，陳 韜，秦 唐

（天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072）

0 概述

混合動(dòng)力車輛為了降低能耗，會(huì)盡量避免發(fā)動(dòng)機(jī)工作在低效區(qū)，在低動(dòng)力需求時(shí)一般會(huì)停止發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行［1］。這導(dǎo)致混動(dòng)車輛在道路運(yùn)行時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)會(huì)出現(xiàn)頻繁起停的現(xiàn)象［2］，起動(dòng)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(dòng)車輛發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)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(dòng)力車輛搭載更大容量的電池和更大功率的起動(dòng)/發(fā)電電機(jī)，為發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程的優(yōu)化帶來(lái)了新的可能。

混動(dòng)系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程的電機(jī)轉(zhuǎn)矩規(guī)劃及發(fā)動(dòng)機(jī)–電機(jī)協(xié)調(diào)是混動(dòng)系統(tǒng)瞬態(tài)性能研究的重點(diǎn)之一。文獻(xiàn)［4］中通過(guò)仿真手段建立了發(fā)動(dòng)機(jī)阻力矩模型，并采用模型預(yù)測(cè)控制（model predictive control，MPC）優(yōu)化電機(jī)倒拖力矩，縮短了發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到期望倒拖轉(zhuǎn)速（800 r/min 以上）的時(shí)間，降低了起動(dòng)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)。文獻(xiàn)［5］中通過(guò)試驗(yàn)研究了起停系統(tǒng)中電機(jī)倒拖轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能的影響，提高倒拖轉(zhuǎn)速的同時(shí)降低倒拖轉(zhuǎn)矩會(huì)改善起動(dòng)平順性。文獻(xiàn)［6］中研究了增程式電動(dòng)拖拉機(jī)增程器的起動(dòng)方法，依據(jù)電機(jī)倒拖轉(zhuǎn)速、電機(jī)驅(qū)動(dòng)退出時(shí)刻、倒拖能耗等要素，通過(guò)掃點(diǎn)試驗(yàn)確定了起動(dòng)最佳拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速（1 000 r/min），提高起動(dòng)平順性的同時(shí)降低了起動(dòng)能耗。由此可知，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)的倒拖轉(zhuǎn)速影響了機(jī)電耦合過(guò)程和起動(dòng)性能，有必要進(jìn)行系統(tǒng)化的研究。

在起動(dòng)過(guò)程研究中，采用試驗(yàn)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(xì)的過(guò)程，可以為系統(tǒng)設(shè)計(jì)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(tái)多從電機(jī)控制入手［7］，缺少對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒、流動(dòng)等過(guò)程的表述，使其無(wú)法反映復(fù)雜的發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程。文獻(xiàn)［8］中對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)MAP 模型和平均值模型及包含流動(dòng)、燃燒、傳熱、摩擦等建模的詳細(xì)模型性能進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果顯示只有采用發(fā)動(dòng)機(jī)詳細(xì)模型才能準(zhǔn)確反映發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中轉(zhuǎn)矩波動(dòng)等瞬時(shí)信息。而基于詳細(xì)的發(fā)動(dòng)機(jī)模型和電機(jī)模型組成的系統(tǒng)模型架構(gòu)復(fù)雜，跨平臺(tái)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(xì)工作過(guò)程的發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)模型集成到一起建立混動(dòng)系統(tǒng)的真實(shí)映射，有助于深入研究和分析混合動(dòng)力系統(tǒng)的瞬態(tài)工作過(guò)程，并進(jìn)一步優(yōu)化混動(dòng)車輛發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)控制等瞬時(shí)策略。

1 混動(dòng)瞬態(tài)仿真平臺(tái)搭建

為反映混合動(dòng)力車輛的瞬態(tài)性能表現(xiàn)，所搭建的混合動(dòng)力系統(tǒng)仿真平臺(tái)應(yīng)具備反映發(fā)動(dòng)機(jī)每循環(huán)內(nèi)的轉(zhuǎn)矩、進(jìn)氣等狀態(tài)變化的能力，其計(jì)算過(guò)程復(fù)雜且步長(zhǎng)間隔為微秒級(jí)。為協(xié)同發(fā)動(dòng)機(jī)模型，電機(jī)模型應(yīng)在保證自身計(jì)算準(zhǔn)確的前提下，使計(jì)算步長(zhǎng)小于或等于發(fā)動(dòng)機(jī)模型的計(jì)算步長(zhǎng)，從而提高機(jī)電耦合現(xiàn)象表征精度。本文中基于GT-SUITE 平臺(tái)搭建了發(fā)動(dòng)機(jī)模型和整車模型，基于MATLAB/Simulink 平臺(tái)搭建了電機(jī)模型，通過(guò)聯(lián)合仿真的方式實(shí)現(xiàn)混合動(dòng)力系統(tǒng)詳細(xì)仿真平臺(tái)構(gòu)建。

1.1 混合動(dòng)力車輛架構(gòu)

研究對(duì)象為國(guó)產(chǎn)某自主品牌的混合動(dòng)力運(yùn)動(dòng)型多功能車（sport utility vehicle，SUV）。該車采用功率分流式構(gòu)型，動(dòng)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(dòng)力車輛模型包括發(fā)動(dòng)機(jī)模型、電機(jī)（electrical motor，EM）模型、行星齒輪傳動(dòng)模型、車輛縱向動(dòng)力學(xué)模型、電池等效電路模型等。

圖1 功率分流式動(dòng)力系統(tǒng)架構(gòu)圖

表1 動(dòng)力系統(tǒng)主要參數(shù)

1.2 詳細(xì)發(fā)動(dòng)機(jī)模型

為反映發(fā)動(dòng)機(jī)詳細(xì)的工作過(guò)程，采用較為成熟的商業(yè)軟件GT-SUITE（以下簡(jiǎn)稱“GT”）對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程進(jìn)行詳細(xì)建模，保留了發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒、流動(dòng)、傳熱和摩擦等計(jì)算，從而能夠描述發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程。為了滿足研究發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程對(duì)瞬態(tài)細(xì)節(jié)的需求和詳細(xì)發(fā)動(dòng)機(jī)模型計(jì)算精度的要求，以1°曲軸轉(zhuǎn)角為步長(zhǎng)計(jì)算每循環(huán)的發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)。為提高計(jì)算速度，對(duì)流動(dòng)計(jì)算進(jìn)行了適當(dāng)簡(jiǎn)化。通過(guò)缸內(nèi)壓力和實(shí)時(shí)計(jì)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(gè)工況點(diǎn)的試驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定和驗(yàn)證，如圖2 所示，有90% 工況點(diǎn)的轉(zhuǎn)矩精度在90% 以上，R2為0.998 4。

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)模型轉(zhuǎn)矩驗(yàn)證

發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表2 所示。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

1.3 永磁同步電機(jī)建模

1.3.1 永磁同步電機(jī)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(jī)（permanent magnet synchronous motor，PMSM）。在功率分流式混動(dòng)架構(gòu)中，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)依靠EM1 倒拖至指定轉(zhuǎn)速后再噴油，待發(fā)動(dòng)機(jī)完成起動(dòng)后進(jìn)入制動(dòng)模式進(jìn)行發(fā)電。為了體現(xiàn)倒拖過(guò)程和制動(dòng)過(guò)程電機(jī)瞬時(shí)轉(zhuǎn)矩輸出及發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火后轉(zhuǎn)矩波動(dòng)對(duì)電機(jī)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(guò)程和電機(jī)運(yùn)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(yùn)行過(guò)程中定、轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)的同步特性，可經(jīng)過(guò)三相PMSM 的Clark 變換和Park 變換后，在dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中建立電機(jī)轉(zhuǎn)矩模型，其基本數(shù)學(xué)表達(dá)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(jī)械角速度；λ為磁通幅值；p為極對(duì)數(shù)；Te為電磁轉(zhuǎn)矩?？紤]到PMSM模型的精度對(duì)計(jì)算步長(zhǎng)的需求和耦合平臺(tái)的時(shí)間尺度統(tǒng)一的要求，在本研究中PMSM 的計(jì)算步長(zhǎng)被設(shè)定為10-5s。

1.3.2 永磁同步電機(jī)控制系統(tǒng)

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

在電機(jī)沒(méi)有達(dá)到基速時(shí)，電機(jī)處于恒轉(zhuǎn)矩區(qū)，此時(shí)電機(jī)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(jī)效率［12］。其交軸和直軸電流由式（4）、式（5）計(jì)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(jī)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(yùn)行；轉(zhuǎn)速繼續(xù)升高，電機(jī)沿MTPV曲線運(yùn)轉(zhuǎn)［12］，此時(shí)電機(jī)直軸和交軸電流按式（6）、式（7）計(jì)算。

式中，Uin為繞組端電壓；ωe為電氣角速度。

通過(guò)上述計(jì)算生成電機(jī)不同運(yùn)行區(qū)域下的Id、Iq對(duì)應(yīng)表，實(shí)現(xiàn)弱磁控制。模型調(diào)用只需給出目標(biāo)轉(zhuǎn)矩，控制模塊便可根據(jù)Id、Iq對(duì)應(yīng)表使PMSM 模型輸出轉(zhuǎn)矩。

1.4 功率分流式傳動(dòng)模型

對(duì)象車輛的傳動(dòng)系統(tǒng)為單行星排構(gòu)型，行星輪系統(tǒng)中太陽(yáng)輪連接EM1，行星架連接發(fā)動(dòng)機(jī)，齒圈通過(guò)中間齒輪連接EM2 的同時(shí)也通過(guò)另一齒輪連接傳動(dòng)軸，最終通過(guò)主減速器后將動(dòng)力輸出給車輪。EM1 主要負(fù)責(zé)倒拖發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)和在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行時(shí)發(fā)電，EM2 則主要進(jìn)行電力驅(qū)動(dòng)和動(dòng)能回收。假設(shè)該傳動(dòng)系統(tǒng)中的連接都是剛性的，則行星輪系統(tǒng)中齒圈、太陽(yáng)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(yáng)輪齒數(shù)；Nr為齒圈齒數(shù)；ωeng為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速；ωEM1為電機(jī)1轉(zhuǎn)速；ωring為齒圈轉(zhuǎn)速。

電機(jī)2 通過(guò)中間齒輪與齒圈耦合，3 個(gè)動(dòng)力源之間的轉(zhuǎn)速關(guān)系見式（10）。

式中，ωEM2為電機(jī)2 轉(zhuǎn)速；i為電機(jī)2 與齒圈的傳動(dòng)比。

行星輪系及各動(dòng)力源的轉(zhuǎn)矩傳遞關(guān)系見式（11）。

式中，Teng為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩；TEM1為電機(jī)1 轉(zhuǎn)矩；Tring為齒圈傳遞轉(zhuǎn)矩；rC為行星架半徑；rS為太陽(yáng)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(guò)interface 接口將電機(jī)的轉(zhuǎn)矩傳遞到GT 平臺(tái)的動(dòng)力系統(tǒng)傳動(dòng)軸上，實(shí)現(xiàn)與GT 中發(fā)動(dòng)機(jī)模型的耦合仿真。該傳動(dòng)軸位于電機(jī)轉(zhuǎn)子位置，代替電機(jī)傳遞轉(zhuǎn)矩，同時(shí)將該軸的負(fù)載轉(zhuǎn)矩傳遞到電機(jī)模型中作為電機(jī)負(fù)載，實(shí)現(xiàn)跨平臺(tái)的轉(zhuǎn)矩耦合。詳細(xì)發(fā)動(dòng)機(jī)模型的計(jì)算步長(zhǎng)為1°曲軸轉(zhuǎn)角，考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)在起動(dòng)過(guò)程幾乎不會(huì)超過(guò)2 000 r/min，該轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)1°曲軸轉(zhuǎn)角的時(shí)間為8.33×10-5s，大于電機(jī)的計(jì)算步長(zhǎng)，因此發(fā)動(dòng)機(jī)模型可調(diào)用電機(jī)模型最新步長(zhǎng)計(jì)算的轉(zhuǎn)矩。于是電機(jī)轉(zhuǎn)矩在發(fā)動(dòng)機(jī)模型的每步計(jì)算中都會(huì)得到更新，保證了系統(tǒng)模型的瞬態(tài)過(guò)程計(jì)算精度。由于GT 中發(fā)動(dòng)機(jī)的計(jì)算步長(zhǎng)為曲軸轉(zhuǎn)角，而Simulink 中電機(jī)的仿真步長(zhǎng)為時(shí)間，為了聯(lián)合仿真中步長(zhǎng)一致，設(shè)置為以Simulink 步長(zhǎng)為基準(zhǔn)調(diào)用GT 求解器，具體步長(zhǎng)為10-5s，發(fā)動(dòng)機(jī)模型仍以曲軸轉(zhuǎn)角為基準(zhǔn)進(jìn)行計(jì)算?？紤]到發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)模型的計(jì)算步長(zhǎng)，在GT 與Simulink 進(jìn)行數(shù)據(jù)交互時(shí)，以10-5s 步長(zhǎng)為間隔傳遞信息，可保證混動(dòng)仿真平臺(tái)完成瞬時(shí)過(guò)程的計(jì)算。

GT 中使用傳動(dòng)軸接收來(lái)自Simulink 電機(jī)模型的轉(zhuǎn)矩，該軸上的動(dòng)力學(xué)表述為：

式中，Tnet為GT 中軸上除主動(dòng)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(shí)被傳輸?shù)絊imulink 中作為電機(jī)負(fù)載使用；J為軸的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，需要設(shè)置為與電機(jī)轉(zhuǎn)子慣量相同；α為軸的角加速度。

1.6 起動(dòng)模型驗(yàn)證

起動(dòng)模型的驗(yàn)證包含兩個(gè)方面：一方面是由于跨平臺(tái)轉(zhuǎn)矩傳遞無(wú)法實(shí)現(xiàn)剛性連接，需要校驗(yàn)系統(tǒng)轉(zhuǎn)速的一致性；另一方面是校驗(yàn)系統(tǒng)特別是發(fā)動(dòng)機(jī)部分的瞬態(tài)控制和輸出參數(shù)是否與試驗(yàn)一致。

首先進(jìn)行跨平臺(tái)轉(zhuǎn)矩耦合后的轉(zhuǎn)速一致性校驗(yàn)。在GT 中使用傳動(dòng)軸代替了電機(jī)，需要對(duì)GT中軸的轉(zhuǎn)速和Simulink 中電機(jī)轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速一致性進(jìn)行核對(duì)。圖3 展示了全球輕型汽車測(cè)試循環(huán)（world light vehicle test cycle，WLTC）第599 s 至第609 s中發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)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(tái)仿真使用需求。

圖3 跨平臺(tái)轉(zhuǎn)矩傳遞后轉(zhuǎn)速一致性校驗(yàn)

同樣采用該片段對(duì)系統(tǒng)模型的輸入輸出參數(shù)與實(shí)際的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、噴油、電池荷電狀態(tài)（state of charge，SOC）進(jìn)行驗(yàn)證，如圖4 所示。實(shí)際參數(shù)是通過(guò)WLTC 整車試驗(yàn)獲取的，該試驗(yàn)基于MAHA AIPCMD 48L 底盤測(cè)功機(jī)完成，使用Dearborn Protocol Adapter 5 通過(guò)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(yàn)起動(dòng)過(guò)程對(duì)比

目前實(shí)車發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)噴油策略依然采用了加濃的方法，待穩(wěn)定至怠速后進(jìn)行空燃比閉環(huán)控制。在驗(yàn)證模型時(shí)仿真采用同樣的起動(dòng)策略。仿真的發(fā)動(dòng)機(jī)峰值轉(zhuǎn)速、最高噴油量和起動(dòng)結(jié)束SOC 均略高于試驗(yàn)值。峰值轉(zhuǎn)速誤差為2.8%，試驗(yàn)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(shí)驗(yàn)值高0.03%，也滿足研究需求。其中能耗誤差主要由建模過(guò)程對(duì)氣路模型和噴油模型的簡(jiǎn)化及實(shí)際過(guò)程存在隨機(jī)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(guò)程所導(dǎo)致。上述兩方面的驗(yàn)證表明，所搭建的車輛瞬態(tài)模型能夠有效模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)過(guò)程。

原車起動(dòng)策略固定800 r/min 開始噴油且采用噴油加濃，導(dǎo)致起動(dòng)過(guò)程轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩均有不同程度的失控，轉(zhuǎn)速會(huì)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(shí)際上，由于EM1的轉(zhuǎn)矩輸出足以支持倒拖發(fā)動(dòng)機(jī)到更高的轉(zhuǎn)速，特別是直噴發(fā)動(dòng)機(jī)在精確控制并測(cè)定進(jìn)氣量的基礎(chǔ)上可以組織理論空燃比燃燒，為發(fā)動(dòng)機(jī)盡快實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定輸出轉(zhuǎn)矩、減少低效噴油、減少起動(dòng)時(shí)間和降低沖擊度提供了可能，有必要對(duì)其進(jìn)行探索和分析。

2 熱機(jī)狀態(tài)下混動(dòng)系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程優(yōu)化

2.1 研究場(chǎng)景的選擇

冷起動(dòng)的關(guān)注點(diǎn)主要在于污染物排放的控制，而本研究主要針對(duì)混動(dòng)系統(tǒng)中發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程經(jīng)濟(jì)性和平順性的優(yōu)化進(jìn)行探索，因此首先選用WLTC循環(huán)中速段第1 次加速過(guò)程（第599 s 至609 s）中的發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程為例，考察發(fā)動(dòng)機(jī)噴油策略對(duì)起動(dòng)性能的影響。然后挑選和設(shè)計(jì)了不同起動(dòng)需求功率的場(chǎng)景，對(duì)初始噴油轉(zhuǎn)速進(jìn)行了優(yōu)化。功率分流式混合動(dòng)力車輛雖然實(shí)現(xiàn)了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速與車速的解耦，但是發(fā)動(dòng)機(jī)仍需頻繁參與車輛的驅(qū)動(dòng)。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(dòng)機(jī)起動(dòng)命令，這使得起動(dòng)后發(fā)動(dòng)機(jī)需要提供的功率不同。應(yīng)對(duì)不同的目標(biāo)工況時(shí)，起動(dòng)過(guò)程中發(fā)動(dòng)機(jī)何時(shí)參與動(dòng)力輸出（即當(dāng)其被拖動(dòng)到哪個(gè)具體的目標(biāo)轉(zhuǎn)速后開始噴油點(diǎn)火）會(huì)影響著起動(dòng)后的工況過(guò)渡和整個(gè)起動(dòng)過(guò)程的性能，因此起動(dòng)過(guò)程中優(yōu)化發(fā)動(dòng)機(jī)的初始噴油轉(zhuǎn)速（以下簡(jiǎn)稱“初始噴油轉(zhuǎn)速”）是混合動(dòng)力系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程策略優(yōu)化的重要手段。

2.2 混動(dòng)系統(tǒng)中發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)策略的設(shè)置

混合動(dòng)力系統(tǒng)中發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)策略的作用是將發(fā)動(dòng)機(jī)從靜止?fàn)顟B(tài)調(diào)整至目標(biāo)工況點(diǎn)，并平滑切換至混合驅(qū)動(dòng)模式。目標(biāo)工況點(diǎn)為發(fā)動(dòng)機(jī)從EMS 接收到的需求功率所對(duì)應(yīng)的燃油消耗率最低的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩，以下簡(jiǎn)稱“起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)速”和“起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)矩”。發(fā)動(dòng)機(jī)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(shí)現(xiàn)。通過(guò)式（10）可以使用發(fā)動(dòng)機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)速和EM2 當(dāng)前轉(zhuǎn)速計(jì)算得到EM1 目標(biāo)轉(zhuǎn)速，在此基礎(chǔ)上減去EM1 當(dāng)前轉(zhuǎn)速得到轉(zhuǎn)速差用于控制。仿真中對(duì)節(jié)氣門控制進(jìn)行了簡(jiǎn)化，假設(shè)到達(dá)初始噴油轉(zhuǎn)速前100 r/min 時(shí)開啟節(jié)氣門可在到達(dá)初始噴油轉(zhuǎn)速時(shí)完成動(dòng)作，其開度被直接賦給節(jié)氣門模型。當(dāng)EMS 根據(jù)車輛運(yùn)行狀態(tài)給出發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)命令時(shí)，動(dòng)力系統(tǒng)按照?qǐng)D5流程進(jìn)行起動(dòng)，具體如下所述：（1）時(shí)刻a至b，EM1 倒拖發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速上升至初始噴油轉(zhuǎn)速ninj。開始倒拖時(shí)為起點(diǎn)，對(duì)應(yīng)a時(shí)刻。該步驟中發(fā)動(dòng)機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)速為ninj。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在ninj＜100 r/min 時(shí)節(jié)氣門不開啟；超過(guò)該轉(zhuǎn)速后，以當(dāng)前轉(zhuǎn)速和EMS 分配給發(fā)動(dòng)機(jī)的需求功率進(jìn)行查表，調(diào)整節(jié)氣門開度。EM2 以整車需求功率為目標(biāo)進(jìn)行控制。（2）時(shí)刻b至c，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速達(dá)到ninj（即b 時(shí)刻）后開始以化學(xué)當(dāng)量比噴油，目標(biāo)轉(zhuǎn)速仍為ninj，發(fā)動(dòng)機(jī)節(jié)氣門開度和EM2的控制同步驟（1）。使用電機(jī)轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速和輪速對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩進(jìn)行觀測(cè)［13］，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定輸出正轉(zhuǎn)矩（即c時(shí)刻）后進(jìn)入步驟（3）。（3）時(shí)刻c至d，發(fā)動(dòng)機(jī)向目標(biāo)工況點(diǎn)調(diào)整，目標(biāo)轉(zhuǎn)速變更為起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)速nend，EM1通過(guò)PI 控制協(xié)助發(fā)動(dòng)機(jī)升速。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速達(dá)到nend且轉(zhuǎn)矩達(dá)到起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)矩Tend時(shí)起動(dòng)結(jié)束，進(jìn)入混合驅(qū)動(dòng)模式，對(duì)應(yīng)d時(shí)刻。該過(guò)程節(jié)氣門控制同步驟（1），此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩響應(yīng)慢于電機(jī)，整車需求轉(zhuǎn)矩與發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際提供轉(zhuǎn)矩之差由EM2 進(jìn)行補(bǔ)償。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)流程圖

圖6 為初始噴油轉(zhuǎn)速為800 r/min 起動(dòng)時(shí)的動(dòng)力系統(tǒng)工作狀態(tài)，圖中a、b、c、d分別對(duì)應(yīng)上述起動(dòng)流程中的分界時(shí)刻。發(fā)動(dòng)機(jī)在時(shí)刻a被倒拖，隨后在時(shí)刻b噴油；EM1 轉(zhuǎn)矩在倒拖過(guò)程a至b中經(jīng)歷

圖6 WLTC 中速段發(fā)動(dòng)機(jī)第1 次起動(dòng)動(dòng)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(dòng)片段，對(duì)不同需求功率下的起動(dòng)性能進(jìn)行了仿真研究。

3 發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程的仿真分析與優(yōu)化

3.1 初始噴油轉(zhuǎn)速對(duì)起動(dòng)性能的影響

由最大值減小的過(guò)程，并在協(xié)助發(fā)動(dòng)機(jī)工況調(diào)整的過(guò)程c至d中出現(xiàn)同樣現(xiàn)象；EM2 則根據(jù)EM1 和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩輸出實(shí)時(shí)進(jìn)行轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償。

仍以WLTC 第599 s 至第609 s 中的起動(dòng)過(guò)程為例分析初始噴油轉(zhuǎn)速對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能的影響，評(píng)價(jià)起動(dòng)的片段為圖5、圖6 中時(shí)刻a至d。由于WLTC 第599 s 至609 s 工況片的起動(dòng)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(duì)能耗、起動(dòng)時(shí)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(jì)算，電能消耗通過(guò)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(dòng)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(dòng)機(jī)平均效率。

初始噴油轉(zhuǎn)速對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)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(dòng)過(guò)程，每個(gè)點(diǎn)為獨(dú)立的起動(dòng)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?yàn)殡姍C(jī)倒拖到更高的轉(zhuǎn)速使得發(fā)動(dòng)機(jī)參與度降低。而初始噴油轉(zhuǎn)速在400 r/min 和500 r/min 時(shí)，最低燃油消耗率遠(yuǎn)高于其他轉(zhuǎn)速，導(dǎo)致這兩個(gè)初始噴油轉(zhuǎn)速所對(duì)應(yīng)的工況點(diǎn)油耗高于其他工況27% 以上。電耗在800 r/min 噴油時(shí)最低，綜合能耗在1 600 r/min 噴油時(shí)達(dá)到最低。EM1 在發(fā)動(dòng)機(jī)輸出正功建立轉(zhuǎn)矩的過(guò)程中轉(zhuǎn)矩輸出出現(xiàn)波動(dòng)，這是因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)輸出正轉(zhuǎn)矩前EM1 需要控制發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速處于初始噴油轉(zhuǎn)速，待輸出正轉(zhuǎn)矩后再進(jìn)行工況調(diào)整，以避免倒拖過(guò)度出現(xiàn)大幅轉(zhuǎn)速超調(diào)。所以，在過(guò)程a至c中隨著發(fā)動(dòng)機(jī)被倒拖至初始噴油轉(zhuǎn)速，EM1 轉(zhuǎn)矩會(huì)減小，如圖6 所示。當(dāng)初始噴油轉(zhuǎn)速低于800 r/min時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)著火后過(guò)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(dòng)過(guò)程。初始噴油轉(zhuǎn)速高于800 r/min 時(shí)，過(guò)程c至d所需倒拖轉(zhuǎn)矩及電耗減小，但過(guò)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(shí)，過(guò)程a至c與c至d的能耗達(dá)到了最佳折中，能耗達(dá)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(dāng)?shù)闹悼梢杂行Ы档湍芎?。該起?dòng)過(guò)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(shí)，相比800 r/min 不加濃噴油的起動(dòng)策略能耗降低了23.6%，相比原機(jī)800 r/min加濃噴油的起動(dòng)策略能耗降低達(dá)34.0%。

圖7 初始噴油轉(zhuǎn)速對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程能耗的影響

在本研究中，將起動(dòng)流程中a至c耗時(shí)定義為t0，a至d耗時(shí)定義為t1。t0主要衡量的是發(fā)動(dòng)機(jī)建立轉(zhuǎn)矩的快慢，而t1則包含了由開始噴油到目標(biāo)工況的調(diào)整時(shí)間。當(dāng)初始噴油轉(zhuǎn)速為800 r/min 時(shí)，達(dá)到最短的t0。初始噴油轉(zhuǎn)速高于800 r/min 并繼續(xù)升高時(shí)，電機(jī)倒拖時(shí)間增加，t0增加。而400 r/min～700 r/min 開始噴油時(shí)，為防止轉(zhuǎn)速超調(diào)嚴(yán)重，此時(shí)節(jié)氣門開度比初始噴油轉(zhuǎn)速800 r/min 時(shí)小30%～50%，使得初始進(jìn)氣量低且噴油少，發(fā)動(dòng)機(jī)初始轉(zhuǎn)矩建立緩慢，t0相比800 r/min 初始噴油時(shí)更長(zhǎng)。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(shí)的起動(dòng)過(guò)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?yàn)檗D(zhuǎn)速低而阻力矩低于工況2，但因進(jìn)氣少噴油也就少，使得轉(zhuǎn)矩建立慢。兩工況均在3 個(gè)循環(huán)后輸出正轉(zhuǎn)矩，但工況1 因轉(zhuǎn)速低耗時(shí)比工況2 長(zhǎng)40 ms。隨著初始噴油轉(zhuǎn)速提高，進(jìn)氣量增加，以化學(xué)當(dāng)量比計(jì)算的噴油量也增加，發(fā)動(dòng)機(jī)從建立初始轉(zhuǎn)矩過(guò)渡到目標(biāo)轉(zhuǎn)矩所需時(shí)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(dòng)時(shí)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(dòng)時(shí)間縮短了8%～20%。

圖8 著火后1 號(hào)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(duì)應(yīng)的起動(dòng)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(shí)際上與起動(dòng)時(shí)間（t1-t0）呈負(fù)相關(guān)。這是因?yàn)閺慕⑥D(zhuǎn)矩到達(dá)到起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)矩所用時(shí)間越短，轉(zhuǎn)矩變化率就越大，沖擊度就越大。文獻(xiàn)［7，14］中研究顯示功率分流式架構(gòu)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)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(diǎn)可放在經(jīng)濟(jì)性上。

圖9 不同初始噴油轉(zhuǎn)速起動(dòng)最大沖擊度和起動(dòng)時(shí)間

為了分析起動(dòng)時(shí)間對(duì)能耗造成的影響，采用單位時(shí)間能耗（起動(dòng)過(guò)程能耗除以時(shí)間）評(píng)價(jià)起動(dòng)效率，結(jié)果如圖10 所示。初始噴油轉(zhuǎn)速為1 600 r/min 時(shí)不僅能耗最低，起動(dòng)效率也最高。

圖10 不同初始噴油轉(zhuǎn)速下發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)間和單位時(shí)間能耗

盡管研究對(duì)象所采用的功率分流式架構(gòu)沒(méi)有傳統(tǒng)意義上的變速箱，但是在發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)輸出有效轉(zhuǎn)矩及轉(zhuǎn)矩上升的過(guò)渡工況中，行星架仍對(duì)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程的縱向沖擊度進(jìn)行評(píng)價(jià)。

式中，a為車輛縱向加速度；v為車速。

通過(guò)以上對(duì)WLTC 中速段第1 次起動(dòng)片段進(jìn)行分析可知：初始噴油轉(zhuǎn)速通過(guò)改變發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)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(dòng)機(jī)在低轉(zhuǎn)速就開始工作，會(huì)導(dǎo)致轉(zhuǎn)矩建立緩慢，而發(fā)動(dòng)機(jī)初始噴油轉(zhuǎn)速過(guò)高則會(huì)縮短轉(zhuǎn)矩建立過(guò)程，使沖擊度增加。存在起動(dòng)時(shí)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(dòng)力性優(yōu)化時(shí)需要注意的。

3.2 需求功率對(duì)經(jīng)濟(jì)性初始噴油轉(zhuǎn)速的影響

在實(shí)際運(yùn)行中，EMS 會(huì)根據(jù)實(shí)時(shí)工況決定發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)的整車需求功率。這使得每次發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)分配到發(fā)動(dòng)機(jī)的需求功率也有差異，從而導(dǎo)致每次發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)所對(duì)應(yīng)的最優(yōu)初始噴油轉(zhuǎn)速也不同。圖11 展示了對(duì)象車輛在WLTC 試驗(yàn)中發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)對(duì)應(yīng)的整車需求功率分布，可以看到90% 以上的起動(dòng)是在高于12 kW 的需求功率下進(jìn)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(gè)起動(dòng)需求功率及兩個(gè)虛擬的起動(dòng)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(dòng)需求功率分別為10 kW 和20 kW（為功率需求域的端點(diǎn)），以更好地觀察規(guī)律變化趨勢(shì)。

圖11 WLTC 發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)對(duì)應(yīng)的整車需求功率

所使用的WLTC 中5 個(gè)起動(dòng)片段如表3 所示。發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)對(duì)應(yīng)的需求功率由能量管理策略決定，這5 個(gè)起動(dòng)片段初始時(shí)車輛靜止，隨著車輛行進(jìn)，整車需求功率增加，當(dāng)其大于當(dāng)前車速下的功率閾值時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)。經(jīng)整車標(biāo)定下發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)對(duì)應(yīng)的整車需求功率范圍為10 kW～20 kW，所以表3 中的5個(gè)實(shí)際需求和2 個(gè)虛擬需求足以用來(lái)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(dòng)機(jī)在800 r/min 以下轉(zhuǎn)速噴油時(shí)經(jīng)濟(jì)性較差，10 kW～20 kW 需求功率對(duì)應(yīng)的起動(dòng)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(diǎn)以1 700 r/min為終點(diǎn)對(duì)表3 中的5 個(gè)場(chǎng)景分別進(jìn)行了仿真，得到各場(chǎng)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(jì)性初始噴油轉(zhuǎn)速的細(xì)致程度和仿真時(shí)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(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)所對(duì)應(yīng)的整車需求功率上升，綜合能耗最低的發(fā)動(dòng)機(jī)初始噴油轉(zhuǎn)速會(huì)升高，此時(shí)EMS 分配給發(fā)動(dòng)機(jī)的需求功率會(huì)隨整車需求功率上升而增加，對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)速也相應(yīng)提高。對(duì)需求功率在10 kW～20 kW 區(qū)間內(nèi)的初始噴油轉(zhuǎn)速進(jìn)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(dòng)時(shí)需求功率升高，起動(dòng)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(shì)。這是因?yàn)槌跏紘娪娃D(zhuǎn)速過(guò)高會(huì)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(dòng)場(chǎng)景下最低起動(dòng)能耗分別為1.39 g、1.55 g、1.60 g、1.68 g、1.90 g，對(duì)應(yīng)圖12 中優(yōu)化后的起動(dòng)能耗。更細(xì)化的轉(zhuǎn)速設(shè)置使得第599 s 至609 s 的片段經(jīng)濟(jì)性初始噴油轉(zhuǎn)速上升了30 r/min，綜合能耗進(jìn)一步降低了7.3%。對(duì)選取的7 種起動(dòng)場(chǎng)景進(jìn)行優(yōu)化后，相對(duì)于均采用800 r/min 作為初始噴油轉(zhuǎn)速的起動(dòng)策略，單次起動(dòng)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(dòng)機(jī)初始噴油轉(zhuǎn)速優(yōu)化

4 結(jié)論

（1）建立了基于機(jī)理的詳細(xì)發(fā)動(dòng)機(jī)模型與電機(jī)數(shù)學(xué)模型，通過(guò)跨平臺(tái)的轉(zhuǎn)矩傳遞實(shí)現(xiàn)了動(dòng)力系統(tǒng)的耦合仿真。通過(guò)軸轉(zhuǎn)速的一致性校驗(yàn)和瞬時(shí)參數(shù)校驗(yàn)，單次起動(dòng)的模型能耗誤差為2.84%，認(rèn)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(dòng)過(guò)程中，隨著初始噴油轉(zhuǎn)速的提升，在發(fā)動(dòng)機(jī)噴油量降低和電機(jī)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(duì)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(shí)起動(dòng)時(shí)間均低于0.56 s；初始噴油轉(zhuǎn)速升高縮短了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩建立的時(shí)間，但同時(shí)使得沖擊度隨之增大，最大值為11.88 m/s3。

（3）針對(duì)起動(dòng)需求功率在10 kW～20 kW 之間的最優(yōu)初始噴油轉(zhuǎn)速進(jìn)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。基于需求功率改變初始噴油轉(zhuǎn)速的策略，可使起動(dòng)過(guò)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)。