雙電機驅(qū)動純電動汽車動力系統(tǒng)參數(shù)匹配設計及控制策略研究

李勝琴，丁雪梅，于 博

(東北林業(yè)大學 交通學院， 黑龍江 哈爾濱 150040)

0 引 言

中國汽車工程學會在《節(jié)能與新能源汽車技術路線圖2.0》[1]報告中提出，至2035年，我國新能源汽車年銷量將占汽車總銷量的一半，汽車產(chǎn)業(yè)向電動化轉(zhuǎn)型，新能源汽車逐漸成為主流產(chǎn)品，純電動汽車作為新能源汽車的代表將占新能源汽車的95%以上。因此，在電池及充電技術取得重大突破之前，針對純電動汽車驅(qū)動系統(tǒng)進行研究，使得動力性與經(jīng)濟性同時達到最優(yōu)，是目前研究的主要方向。

雙電機耦合驅(qū)動純電動汽車，兩個電機都可以作為動力輸入源，可以實現(xiàn)多種工作模式，使驅(qū)動系統(tǒng)的高效率區(qū)間擴大，還可以保證每個電機工作在高負荷區(qū)間，提高續(xù)駛里程，進而提升整車的經(jīng)濟性能，在純電動汽車動力傳動系統(tǒng)設計中，應用比較廣泛。但是如何保證耦合驅(qū)動過程中雙電機均工作在效率最優(yōu)的工作區(qū)間，以及雙電機工作模式的轉(zhuǎn)換策略，仍然是目前急需解決的技術難題。

針對純電動汽車動力系統(tǒng)，國內(nèi)外研究機構均開展了廣泛的研究，并已取得相應的研究成果。李健彰[2]針對純電動汽車電機工作負荷率低的問題，提出了一種具有電機單獨驅(qū)動、電機轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動和電機轉(zhuǎn)速耦合驅(qū)動等工作模式的雙驅(qū)純電動汽車動力傳動系統(tǒng)，研究了電機多個工作模式之間切換的控制方法；王勇[3]利用多種循環(huán)工況的需求功率分布來進行純電動汽車動力系統(tǒng)參數(shù)匹配，并在動力性和經(jīng)濟性雙重約束下，利用遺傳算法對匹配的參數(shù)進行了優(yōu)化計算，提出了基于邏輯門限值的實時效率最優(yōu)控制策略以及基于駕駛意圖的實時優(yōu)化控制策略；WANG Da等[4]提出了純電動汽車雙電機驅(qū)動控制策略，以能量損耗最小為原則，建立了前后軸的驅(qū)動力矩分配方案,設計了自適應決策控制系統(tǒng)，通過模糊邏輯實現(xiàn)驅(qū)動方式的切換,試驗結果表明,該驅(qū)動系統(tǒng)可以節(jié)約5%～6%的能耗; K.KWON等[5]設計一種雙電機兩檔動力傳動系統(tǒng)，分別對傳動比和轉(zhuǎn)矩分配控制策略進行優(yōu)化，最后以加速時間和能量消耗率作為動力性和經(jīng)濟性的評價標準與原型車進行對比分析，得出雙電機兩檔動力傳動系統(tǒng)的動力性和經(jīng)濟性具有明顯優(yōu)勢的結論。

筆者以某純電動汽車為研究對象，設計雙電機驅(qū)動系統(tǒng)構型，基于目標車型動力性要求及實際工況，進行動力系統(tǒng)參數(shù)匹配設計。在此基礎上，以整車驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)為控制目標，確定電機多模式切換策略及最佳工作區(qū)間，進行驅(qū)動系統(tǒng)動力分配控制策略研究。

1 驅(qū)動系統(tǒng)參數(shù)匹配設計

1.1 原車型參數(shù)及目標車性能參數(shù)

在滿足動力性需求的前提下，合理的參數(shù)匹配是提升整車性能的關鍵[6]。目標車型的動力性設計要求如表1，原車型整車基本參數(shù)如表2。

表1 目標車動力性設計要求Table 1 Dynamic requirements of Target vehicle

表2 原車型整車基本參數(shù)Table 2 Basic parameters of vehicle

1.2 目標車動力傳動系統(tǒng)構型

參照筆者前期研究工作[7]，依據(jù)行星齒輪傳動機構特性，提出雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)構型，如圖1。系統(tǒng)采用離合器與制動器的開合狀態(tài)控制電機的動力輸出及系統(tǒng)驅(qū)動方案。

1—太陽輪；2—行星架；3—齒圈；4—離合器C1；5—離合器C2；6—制動 器B1；7—制動器B2；8—電機M1；9—電機M2；10—減速齒輪；11—主減速齒輪圖1 雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)構型Fig. 1 Double motor coupling drive system configuration

筆者提出的雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)由一套行星齒輪機構、兩個電機(電機M1、電機M2)、離合器C1、離合器C2、制動器B1、制動器B2組成。其中電機M1、電機M2可以單獨或聯(lián)合作為系統(tǒng)的動力輸入，電機M2與太陽輪直接連接，電機M1通過減速齒輪與齒圈連接，行星架輸出動力與驅(qū)動橋連接。離合器C2控制齒圈和太陽輪之間的連接，離合器C1控制電機M1的動力輸出，制動器B1可以鎖死齒圈，制動器B2可以控制電機M2的輸出同時可以鎖死太陽輪[7]。

1.3 動力傳動系統(tǒng)參數(shù)匹配設計

1.3.1 電機參數(shù)設計

選取永磁同步電機作為驅(qū)動電機。根據(jù)設計要求，純電動汽車在城市及市郊道路行駛時，可以按最高穩(wěn)定車速進行電機額定功率的計算，如式(1)：

(1)

式中：Pmax1為最高車速下的電機峰值功率，kW；m為整車試驗質(zhì)量，kg；f為滾動阻力系數(shù)；CD為風阻系數(shù)；A為迎風面積，m2；ηt為傳動系統(tǒng)效率；umax為最高車速，km/h。

根據(jù)GB/T18386—2017《電動汽車能量消耗率和續(xù)駛里程試驗方法》的規(guī)定，電動汽車試驗質(zhì)量為整備質(zhì)量與試驗所需附加質(zhì)量之和，對于設計總質(zhì)量不超過3 500 kg的電動汽車，附加質(zhì)量為100 kg。因此整車試驗質(zhì)量m=1 859 kg，將整車基本參數(shù)帶入式(1)中，計算出Pmax1=65 kW?？紤]到電氣損耗以及機械損耗，一般在匹配的電機參數(shù)上增大10%～20%，可求出驅(qū)動電機的總功率取值為Pmax≥(1.1～1.2)Pmax1。

雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)是通過兩個電機驅(qū)動來滿足整車對電機的功率需求，故合理分配電機的功率是電機參數(shù)匹配的關鍵。傳統(tǒng)的電機參數(shù)匹配根據(jù)動力性指標完成匹配。由于實際行駛工況的不同，對電機的動力需求也不同，因此采用基于多種典型循環(huán)工況對電機參數(shù)進行匹配，可以彌補依據(jù)動力性指標匹配帶來的不足。對4種典型運行工況NEDC(歐洲市郊工況)、FTP75(美國城市工況)、WLTC(全球輕型車統(tǒng)一測試循環(huán)工況)和CLTC-P(中國乘用車行駛工況)進行統(tǒng)計，計算出常用需求功率區(qū)間為0～15 kW，因此將電機M1的額定功率定為16 kW。

純電動汽車經(jīng)常行駛在市區(qū)車流密度較大的情況下，電機M1需要滿足在城市工況中低速(30～50 km/h)巡航的條件，車速和電機轉(zhuǎn)速滿足式(2)：

(2)

式中：u為車輛行駛車速，km/h；N為電機轉(zhuǎn)速，r/min；r為車輪滾動半徑，m；i0為主減速器減速比。

當車速在30～50 km/h區(qū)間內(nèi)時，由式(2)求得，電機M1對應轉(zhuǎn)速區(qū)間為2 298.63～4 597.27 r/min。假設此轉(zhuǎn)速為電機額定轉(zhuǎn)速，計算對應的電機M1的峰值轉(zhuǎn)矩區(qū)間為66.48～132.64 N·m。

考慮電機的基速比一般選取在2～4之間，選取電機M1的額定轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，峰值轉(zhuǎn)速為9 000 r/min。永磁同步電機過載系數(shù)一般在1.8～2.5 之間。根據(jù)整車動力源總功率的需求，動力源的額定功率需求為69.650～75.984 kW，電機M1的額定功率選定為16 kW，剩余功率區(qū)間為53.650～59.984 kW。因此電機M2的額定功率初步選定為56 kW，額定轉(zhuǎn)速為4 300 r/min，峰值轉(zhuǎn)速為13 000 r/min。根據(jù)以上選定參數(shù)，計算電機M1個電機M2的額定轉(zhuǎn)矩以及峰值轉(zhuǎn)矩。最終匹配設計結果如表3。

表3 電機基本參數(shù)Table 3 Basic parameters of motor

1.3.2 動力電池參數(shù)匹配

動力電池的參數(shù)不僅影響純電動汽車行駛時的動力性能，同時也影響整車的經(jīng)濟性能，因此合理選取動力電池的參數(shù)至關重要。在設計電池組參數(shù)時，動力電池組的容量需要滿足汽車續(xù)駛里程的設計目標。

相比于其他種類電池，三元鋰離子電池在比能量高、比功率密度、比功率、循環(huán)壽命等方面更具有優(yōu)勢，綜合性能更優(yōu)異，因此采用三元鋰離子電池作為動力電池組元件。

根據(jù)整車續(xù)駛里程的設計要求，依據(jù)GB/T18385—2016《電動汽車動力性能試驗方法》的試驗規(guī)定，以60 km/h勻速行駛320 km的續(xù)駛里程的要求對動力電池容量進行匹配，需求功率按式(3)計算：

(3)

式中：u1=60 km/h，帶入整車基本參數(shù)，計算得到P=7.16 kW。

動力電池組的總能量Wess按式(4)進行計算：

(4)

式中：ηk為電池有效放電系數(shù)，一般取ηk=0.8；S為續(xù)駛里程，m。

電池組容量按式(5)進行計算：

(5)

式中：U為電池端電壓，V。

將計算得到的電池組總能量帶入式(5)，計算得到C=149.17 Ah。

目前市場上應用較多的三元鋰離子電池，其單體電池額定電壓一般為3.7 V，單體電池容量為22.5 Ah。

根據(jù)式(6)計算電池串聯(lián)個數(shù)：

(6)

式中：Ub為單體電池電壓，V；n1為電池串聯(lián)個數(shù)。

根據(jù)式(7)計算電池并聯(lián)個數(shù)：

(7)

式中:C為電池容量，Ah；n2為電池并聯(lián)個數(shù)。

根據(jù)上述計算，得到動力電池組參數(shù)匹配的結果如表4。

表4 動力電池組參數(shù)匹配結果Table 4 Matching results of power battery pack parameters

為了驗證匹配設計結果是否達到設計要求，利用AVL CRUISE軟件建立該雙電機驅(qū)動純電動汽車仿真模型，進行動力性能試驗驗證。動力性能仿真結果如圖2、圖3和表5。由表5、圖2和圖3可以看出，汽車百公里加速時間為7.88 s，最高車速約為175 km/h，以30 km/h速度行駛時最大爬坡度為38.79%，滿足表1中動力性設計目標。從動力性仿真結果可以看出，汽車加速性能與爬坡性能均表現(xiàn)良好，說明雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)參數(shù)匹配合理，且能夠很好地滿足車輛動力性要求。

表5 加速性能仿真結果Table 5 Simulation results of acceleration performance

圖2 最高車速仿真結果Fig. 2 Simulation results of the maximum speed

圖3 爬坡度性能仿真結果Fig. 3 Simulation results of climbing slope performance

2 驅(qū)動系統(tǒng)控制策略

筆者提出的驅(qū)動系統(tǒng)控制策略總體構架如圖4，包括駕駛員模型、需求轉(zhuǎn)矩計算模型、模式識別控制策略、動力分配控制策略。其中駕駛員模型主要針對目標車速和實際車速進行分析，基于實際行駛工況，得到踏板開度信號；需求轉(zhuǎn)矩即通過車輛狀態(tài)信息以及駕駛員的踏板開度信號計算出驅(qū)動系統(tǒng)需求轉(zhuǎn)矩；模式識別控制策略主要根據(jù)轉(zhuǎn)速與需求轉(zhuǎn)矩進行模式選擇，選出驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)的驅(qū)動系統(tǒng)工作模式；動力分配控制策略在雙電機耦合工作模式下，對兩個驅(qū)動電機進行合理的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速分配。

圖4 驅(qū)動系統(tǒng)控制策略架構Fig. 4 Drive system control strategy architecture

2.1 需求轉(zhuǎn)矩求解

汽車在實際行駛過程中，需求轉(zhuǎn)矩主要由基準轉(zhuǎn)矩和補償轉(zhuǎn)矩兩部分組成，因此建立需求轉(zhuǎn)矩計算模型如圖5。

圖5 需求轉(zhuǎn)矩計算模型Fig. 5 Demand torque calculation model

2.2 電機工作模式識別

基于驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)原則進行模式劃分，首先建立驅(qū)動系統(tǒng)效率的目標函數(shù)，并在約束條件下，分別計算單電機工作與雙電機耦合工作模式下的驅(qū)動系統(tǒng)效率，選取其中效率值最高的工作模式，作為雙電機的最優(yōu)工作模式。

2.2.1 驅(qū)動效率求解

當驅(qū)動系統(tǒng)處于單電機工作模式時，電機的工作點由汽車行駛的需求轉(zhuǎn)矩和行駛車速確定；當驅(qū)動系統(tǒng)處于雙電機轉(zhuǎn)矩耦合工作模式時，電機的工作轉(zhuǎn)矩可以在允許范圍內(nèi)任意組合，電機的工作轉(zhuǎn)速由車速確定；當驅(qū)動系統(tǒng)處于雙電機轉(zhuǎn)速耦合工作模式時，電機的工作轉(zhuǎn)矩由汽車行駛的需求轉(zhuǎn)矩確定，電機工作轉(zhuǎn)速可以在轉(zhuǎn)速允許范圍內(nèi)任意組合。

1)單電機工作時系統(tǒng)的驅(qū)動效率

已知電機的工作轉(zhuǎn)矩和工作轉(zhuǎn)速，則系統(tǒng)的驅(qū)動效率可以按式(8)計算：

(8)

式中：ηsys為驅(qū)動系統(tǒng)總效率；Pout為驅(qū)動系統(tǒng)輸出功率，kW；Pin為驅(qū)動系統(tǒng)輸入功率，kW；TM1、TM2分別為電機M1、M2轉(zhuǎn)矩，N·m；ωM1、ωM2分別為電機M1和電機M2的轉(zhuǎn)速，r/min；ηM為電機的工作效率。

2)雙電機工作時系統(tǒng)的驅(qū)動效率

雙電機耦合工作模式下，兩個電機的工作點可以任意組合，但是需要滿足汽車需求轉(zhuǎn)矩和行駛車速約束。因此筆者采用序列二次規(guī)劃優(yōu)化算法，基于驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)原則，尋求兩個電機的最優(yōu)工作點，進而確定兩個電機的動力分配方案。依據(jù)相關研究[7]，建立驅(qū)動系統(tǒng)效率優(yōu)化目標函數(shù)如式(9):

f(x)=maxηsys

(9)

依據(jù)整車驅(qū)動功率需求、電池壽命及額定電壓要求、電機輸出最大轉(zhuǎn)矩及最大工作轉(zhuǎn)速等，確定驅(qū)動系統(tǒng)效率優(yōu)化目標函數(shù)的約束條件如式(10)：

(10)

2.2.2 雙電機驅(qū)動最優(yōu)工作模式

依據(jù)2.2.1節(jié)的驅(qū)動系統(tǒng)效率優(yōu)化目標函數(shù)和約束條件，利用MATLAB軟件編寫程序，可以求解出雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)的效率最優(yōu)工作區(qū)域，得到雙電機工作點與工作模式分布情況如圖6。依據(jù)圖6，可以得出不同驅(qū)動轉(zhuǎn)矩需求或車速需求時雙電機的工作模式如表6。

圖6 雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)模式切換示意Fig. 6 Schematic diagram of mode switch of dual motor coupling drive system

表6 雙電機耦合工作模式Table 6 Coupling mode of dual motor

2.2.3 雙電機動力分配控制策略

依據(jù)2.2.2節(jié)求解得到的模式識別及控制策略，在雙電機按照轉(zhuǎn)矩耦合模式工作時，基于驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)原則分配兩個電機的轉(zhuǎn)矩。依據(jù)文獻[7]確定電機M1和M2的轉(zhuǎn)矩輸出特性，如圖7。在雙電機按照轉(zhuǎn)速耦合模式工作時，基于驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)原則分配電機M1和M2的轉(zhuǎn)速輸出特性，如圖8。

圖7 轉(zhuǎn)矩耦合模式下電機轉(zhuǎn)矩輸出特性Fig. 7 Output characteristics of motor torque in torque coupling mode

圖8 轉(zhuǎn)速耦合模式下電機轉(zhuǎn)速輸出特性Fig. 8 Output characteristics motor speed in speed coupling mode

3 控制策略試驗驗證

建立雙電機驅(qū)動純電動汽車仿真模型，按照GB/T18386—2017《電動汽車能量消耗和續(xù)駛里程試驗方法》分別對電動汽車能量消耗、續(xù)駛里程及電機輸出特性進行仿真分析[8]。

3.1 整車經(jīng)濟性對比分析

采用NEDC和WLTC兩種典型的循環(huán)工況，分別對系統(tǒng)缺省控制策略和效率最優(yōu)控制策略下電動汽車續(xù)駛里程和百公里電耗水平進行測試[9]，結果如表7。

表7 整車續(xù)駛里程和百公里電耗對比Table 7 Comparison of driving range and 100km power consumption of vehicle

由表7可以看出，效率最優(yōu)控制策略下汽車的續(xù)駛里程均高于缺省控制策略、同時百公里電耗水平更低，說明效率最優(yōu)控制策略能夠提高電動汽車的能量利用率。

3.2 整車動力性對比分析

根據(jù)電動汽車動力性能試驗規(guī)定，最高車速是指測試車輛能夠在往返兩個方向各持續(xù)行駛1 km以上距離的最高平均車速。同時還需要測試30 min最高車速，即測試車輛能夠持續(xù)行駛超過30 min的最高平均車速。仿真分析結果如圖9。由圖9可以看出：行駛1 km時最高車速在缺省控制時為170.70 km/h，而效率最優(yōu)控制時為182.22 km/h；行駛30 min后缺省控制下車輛的最高車速為169.00 km/h，而效率最優(yōu)控制下的最高車速為181.45 km/h，表明效率最優(yōu)控制策略下車輛動力性得到了提高。

圖9 兩種控制方案的最高車速結果Fig. 9 Maximum speed results of two control schemes

兩種控制策略下電動汽車以30 km/h速度行駛時，最大爬坡度仿真結果如圖10。由圖10可以看出，缺省控制下車輛的最大爬坡度為40.16%，而驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)控制下車輛的最大爬坡度為42.57%。

圖10 兩種控制方案的最大爬坡度仿真結果Fig. 10 Maximum climbing slope simulation results of two control schemes

3.3 電機輸出特性對比分析

采用WLTC循環(huán)工況對電機輸出特性進行對比分析。

圖11為WLTC循環(huán)工況下前200 s內(nèi)兩種驅(qū)動控制方案的電機轉(zhuǎn)矩輸出特性。由圖11(a)可以看出，驅(qū)動系統(tǒng)一直保持雙電機工作模式，兩個驅(qū)動電機按比例分配輸出轉(zhuǎn)矩， 總體輸出轉(zhuǎn)矩大小與車速變化趨勢相同。由圖11(b)可以看出，電機M1和電機M2交替工作，車輛高速行駛時，電機M2工作，車輛速度降低時，電機M1工作。兩個電機的輸出轉(zhuǎn)矩可以得到最大利用。

圖11 WLTC工況下兩種控制方案的電機輸出特性Fig. 11 Motor output characteristics of the two control schemes under WLTC condition

圖12為兩種控制策略下電機M1和M2工作點示意。由圖12可以看出，效率最優(yōu)控制策略下，兩個電機的工作點分布在高效區(qū)間的比重更大，電機工作點分布更優(yōu)，驅(qū)動系統(tǒng)效率提升明顯。

圖12 WLTC工況下兩種控制策的電機工作點分布Fig. 12 Motor working point distribution of two control strategies under WLTC condition

4 結 論

1)針對某型純電動汽車，提出雙電機耦合驅(qū)動方案，進行動力傳動系統(tǒng)構型設計，并對驅(qū)動系統(tǒng)的動力參數(shù)進行匹配設計。

2)提出驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)控制策略，利用序列二次規(guī)劃優(yōu)化算法，對兩個電機的最優(yōu)工作點進行求解，進而確定兩個電機的動力分配方案。

3)選取NEDC工況和WLTC工況，對所提出的控制策略下整車動力性和經(jīng)濟性進行對比分析，結果表明，驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)控制策略下，電動汽車的經(jīng)濟性和動力性指標均有所提高。

4)選取WLTC工況，進行兩種驅(qū)動控制策略下電機工作特性分析，結果表明，在驅(qū)動系統(tǒng)效率最優(yōu)驅(qū)動方案時，電機工作在大于85% 的效率區(qū)間內(nèi)的工作點為55%，驅(qū)動系統(tǒng)效率得到更大的提升。