串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)自適應(yīng)模式切換優(yōu)化控制

趙治國，黃琪琪，倪潤宇

（同濟大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804）

與其他構(gòu)型插電式混合動力汽車（plug-in hybrid electric vehicle，PHEV）相比，串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)具有結(jié)構(gòu)簡單、工作模式多樣等特點［1］，可在不同的行駛工況及駕駛員需求轉(zhuǎn)矩下通過模式切換以合理分配各動力源的轉(zhuǎn)矩輸出，還可利用電機優(yōu)化發(fā)動機工作點并補償其轉(zhuǎn)矩波動［2-4］，以保證其在各種工況下均能實現(xiàn)最佳動力匹配、經(jīng)濟性和駕駛舒適性［5-6］?？梢姡⒙?lián)構(gòu)型PHEV 為了適應(yīng)不同的行駛工況，在工作模式間切換不可避免，保證模式切換品質(zhì)是切換過程的控制難點。尤其在涉及發(fā)動機起、停的模式切換中，由于低速發(fā)動機阻力矩波動較大，若控制不當(dāng)將會引起車輛動力中斷或者輸出轉(zhuǎn)矩大幅波動，從而導(dǎo)致車輛動力性以及駕乘舒適性變差［7-8］。

針對純電動至并聯(lián)混合驅(qū)動模式切換過程，模式切換控制研究已較成熟，大都采用進一步細分模式切換子階段并設(shè)計相應(yīng)的控制策略［9-11］。Song等［12］針對某并聯(lián)構(gòu)型混動汽車設(shè)計了分階段控制策略，優(yōu)化了其從純電切換至并聯(lián)驅(qū)動的平順性。趙彬等［13］針對于P2架構(gòu)的混動汽車，在車輛行進中設(shè)計了離合器前饋+反饋拖轉(zhuǎn)發(fā)動機起動，并利用電機補償反拖發(fā)動機產(chǎn)生的阻力矩，以確保車輛不出現(xiàn)制動感覺。Sun 等［14］針對單軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)，使用模型預(yù)測控制算法抑制模式切換過程中轉(zhuǎn)矩波動，取得了良好的控制效果。劉永剛等［15］針對單電機重度混合動力系統(tǒng)行進中起動發(fā)動機的平順性問題，設(shè)計了ISG（integrated starter and generator）電機轉(zhuǎn)矩補償控制策略，充分利用電機響應(yīng)速度快的特點，同時還根據(jù)電機速差PID（proportionalintegral-derivative）控制器對補償轉(zhuǎn)矩進一步修正。趙治國等［16］利用混雜系統(tǒng)理論分析了基于AMT（automated mechanical transmission）變速器的四驅(qū)混動轎車的模式切換過程，實現(xiàn)了從純電動至四輪混動驅(qū)動模式的切換。Chen 等［17］基于模型參考自適應(yīng)算法對串并聯(lián)混動系統(tǒng)的模式切換過程離合器及動力源的轉(zhuǎn)矩進行協(xié)調(diào)控制，發(fā)動機動態(tài)轉(zhuǎn)矩響應(yīng)的不足由電機得以補償。然而，上述研究多集中于使用電機轉(zhuǎn)矩補償發(fā)動機和動力輸出端轉(zhuǎn)矩波動的角度對模式切換過程進行優(yōu)化控制，而對于發(fā)動機起動過程關(guān)注則較少，且對不同車輛狀態(tài)下的模式切換研究更為缺乏。

論文針對某新型串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)，建立了模式切換過程不同階段的動力學(xué)模型及發(fā)動機阻力矩模型，并根據(jù)車輛狀態(tài)，提出了平順性起機、動力性起機兩種不同的純電動至并聯(lián)驅(qū)動模式切換策略。在此基礎(chǔ)上，制定模式切換不同階段的控制目標(biāo)及控制策略；其次，在發(fā)動機最優(yōu)起動轉(zhuǎn)速軌跡的基礎(chǔ)上，綜合考慮發(fā)動機實際轉(zhuǎn)速與最優(yōu)目標(biāo)轉(zhuǎn)速的偏差，采用模型預(yù)測控制方法對發(fā)動機起動過程進行在線轉(zhuǎn)速跟蹤，以保證發(fā)動機拖轉(zhuǎn)過程整車駕駛平順性；最后，對所設(shè)計的控制策略進行了離線仿真及臺架試驗驗證。

1 新型串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)動力學(xué)建模

1.1 串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

研究對象為某新型串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)，其結(jié)構(gòu)如圖1 所示。該混合動力系統(tǒng)主要包括發(fā)動機、TM（traction motor）電機、ISG 電機、混合動力專用變速箱、電控離合器和電控同步器。發(fā)動機和ISG電機的輸出軸同軸，并通過離合器連接。同步器安裝在ISG 電機和變速器的一個輸入軸之間，TM 電機的輸出軸直接連接到變速箱的另一個輸入軸。離合器和同步器用于切斷發(fā)動機和ISG電機之間的機械傳遞路徑，以及ISG電機和變速箱之間的路徑。

圖1 串并聯(lián)構(gòu)型混合動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of series-parallel hybrid power system

該系統(tǒng)的主要工作模式如表1 所示，通過離合器、同步器的動作和不同動力源工作狀態(tài)的組合，系統(tǒng)主要的工作模式有5 種：單電機模式、雙電機模式、串聯(lián)模式、并聯(lián)模式和發(fā)動機直驅(qū)模式。

表1 串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)主要工作模式Tab.1 Main working modes of series-parallel hybrid power system

1.2 切換過程動力學(xué)模型

串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)雙電機純電動模式至并聯(lián)驅(qū)動模式切換過程涉及離合器的轉(zhuǎn)矩交互，其主要包括3個動態(tài)連續(xù)階段，分別為模式切換初始時刻、模式切換過程和模式切換結(jié)束時刻。

1.2.1 模式切換初始時刻

模式切換初始時刻，TM 電機和ISG 電機驅(qū)動車輛行駛，可以得到式（1）所示的動力學(xué)方程。

式中：ω為角速度；T為轉(zhuǎn)矩；I為轉(zhuǎn)動慣量；c為等效阻尼系數(shù)；下標(biāo)e表示發(fā)動機（包括發(fā)動機曲軸與離合器主動盤）；ISG 表示ISG 電機；mg表示變速器中間軸作用于ISG 軸；c 表示離合器（包括離合器從動盤、同步器花鍵轂結(jié)合套及ISG電機輸入軸）；g表示變速器ISG軸空套齒輪；gm表示ISG軸作用于變速器中間軸；TMm 表示TM 軸作用于變速器中間軸；optm 表示變速器輸出軸作用于變速器中間軸；m 表示變速器中間軸（包括中間軸及其固接的兩個齒輪）；TM表示TM軸；mTM表示變速器中間軸作用于TM 軸；mopt 表示變速器中間軸作用于變速器輸出軸；r表示折算到輸出軸上的行駛阻力；opt表示變速器輸出軸。

各傳動軸之間的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速滿足如式（2）、（3）的約束關(guān)系。

式（2）、（3）中：η為齒輪的傳動效率；i為傳動比；下標(biāo)0表示主減速器；1表示TM軸側(cè)第一級傳動比；2表示ISG軸側(cè)第一級傳動比。

聯(lián)立式（1）～（3），可得雙電機純電動模式至并聯(lián)驅(qū)動模式切換初始時刻的動力學(xué)方程為

1.2.2 模式切換過程

雙電機純電動至并聯(lián)驅(qū)動模式切換過程中，離合器通過滑摩拖動發(fā)動機起動，發(fā)動機在達到預(yù)設(shè)轉(zhuǎn)速時點火，并調(diào)速至與離合器從動端轉(zhuǎn)速相等。通過受力分析可以得到以下動力學(xué)方程：

此過程中，離合器處于滑摩狀態(tài)，系統(tǒng)可簡化為以下兩自由度系統(tǒng)：

1.2.3 模式切換結(jié)束時刻

模式切換結(jié)束后，離合器接合并鎖止，系統(tǒng)進入由發(fā)動機、ISG和TM電機共同驅(qū)動的工作模式，可得如下的動力學(xué)方程：

1.3 發(fā)動機阻力矩模型

由于在模式切換過程中，發(fā)動機不僅參與了驅(qū)動過程，還存在倒拖起動過程，發(fā)動機低速大幅脈動阻力矩會對切換過程產(chǎn)生較大影響，通過分析發(fā)動機動態(tài)特性及試驗［18-19］，最終得到圖2所示發(fā)動機阻力矩曲線。

圖2 發(fā)動機阻力矩Fig.2 Resistance torque of engine

2 純電動至并聯(lián)模式切換過程優(yōu)化控制

2.1 純電動至并聯(lián)模式切換過程分析

車輛從雙電機純電動模式切換至并聯(lián)驅(qū)動模式，針對模式切換不同的觸發(fā)條件，可將起動工況分為兩大類，分別為平順性起機和動力性起機。

對于平順性起機，當(dāng)蓄電池電量不足時，若駕駛員未改變轉(zhuǎn)矩需求即未松開油門踏板，系統(tǒng)需要切換到發(fā)動機參與發(fā)電的并聯(lián)模式，由于該條件下模式切換主要為了在保證動力性不變的情況下起動發(fā)動機以防止蓄電池電量的進一步下降，因此該切換過程駕駛平順性是主要因素而切換時間是次要因素。

對于動力性起機，當(dāng)駕駛員深踩油門提高需求轉(zhuǎn)矩時，若蓄電池SOC（state of charge）能夠滿足繼續(xù)供電給兩電機，系統(tǒng)將進入發(fā)動機、TM 電機和ISG 電機共同驅(qū)動的并聯(lián)模式，為了快速響應(yīng)駕駛員的動力需求，需提高切換速度，此時模式切換時間成為優(yōu)先考慮的因素。

圖3為雙電機純電動至并聯(lián)驅(qū)動模式切換流程圖。圖中，xc為離合器實際行程，xc_idle為離合器空行程，xc_lock為離合器接合鎖止行程，ne為發(fā)動機轉(zhuǎn)速，ne_ign為發(fā)動機點火轉(zhuǎn)速，nISG為ISG 電機轉(zhuǎn)速，δn_lock為發(fā)動機與ISG電機轉(zhuǎn)速差閾值。模式切換過程主要包括離合器消除空行程階段、發(fā)動機拖轉(zhuǎn)起動階段、發(fā)動機點火同步階段和離合器接合并鎖止階段。

圖3 雙電機純電動至并聯(lián)驅(qū)動模式切換流程圖Fig.3 Flow chart of transition from dual-motor pure electric mode to parallel drive mode

2.2 模式切換優(yōu)化控制

模式切換優(yōu)化控制策略如圖4 所示。首先，選取發(fā)動機起動過程車輛駕駛平順性和起動時間等為優(yōu)化目標(biāo)，采用動態(tài)規(guī)劃求解出發(fā)動機最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速曲線。起機MPC（model predictive control）控制器根據(jù)發(fā)動機實際轉(zhuǎn)速，決策出離合器滑摩轉(zhuǎn)矩來調(diào)節(jié)發(fā)動機轉(zhuǎn)速；離合器跟蹤控制器根據(jù)MPC控制器的離合器滑摩轉(zhuǎn)矩目標(biāo)決策出執(zhí)行器電機的控制轉(zhuǎn)矩。電機轉(zhuǎn)矩分配根據(jù)系統(tǒng)當(dāng)前狀態(tài)并結(jié)合TM電機和ISG 電機的轉(zhuǎn)矩限值，決策出ISG 電機和TM電機轉(zhuǎn)矩。

圖4 雙電機純電動至并聯(lián)驅(qū)動模式切換策略Fig.4 Strategy of transition from dual-motor pure electric mode to parallel drive mode

2.2.1 發(fā)動機最優(yōu)轉(zhuǎn)速曲線［20］

在發(fā)動機拖轉(zhuǎn)起機階段，發(fā)動機脈動阻力矩會對整車動力輸出造成較大波動，這是因為該階段發(fā)動機的阻力矩特性無可避免地被耦合到輪邊，為發(fā)動機設(shè)計最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速軌跡可減小發(fā)動機起動帶來的沖擊。本文兼顧切換過程時間和沖擊度確定代價函數(shù)為

式中：λ1、λ2分別為平順性、拖轉(zhuǎn)時間的權(quán)重系數(shù)；式中第一項為振動劑量（vibration dose value，VDV），用于評價發(fā)動機拖轉(zhuǎn)過程的平順性；式中第二項為發(fā)動機拖轉(zhuǎn)過程的時間。為在優(yōu)化發(fā)動機起動階段的駕駛平順性的同時，保證起動時間不宜過大，取λ1=0.9、λ2=0.1，結(jié)果如圖5所示。

圖5 發(fā)動機起動最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速曲線Fig.5 Optimal drag speed curve for engine start

2.2.2 離合器消除空行程階段

當(dāng)模式切換條件觸發(fā)，系統(tǒng)進入離合器消除空行程階段。此階段動力性起機和平順性起機模式切換過程相同，其主要控制目標(biāo)為消除離合器空行程。

2.2.3 發(fā)動機拖轉(zhuǎn)起動階段

當(dāng)離合器完成消除空行程后，進入發(fā)動機拖轉(zhuǎn)起動階段。該階段控制策略以干式離合器作為控制核心，起機MPC 控制器根據(jù)目標(biāo)發(fā)動機拖轉(zhuǎn)曲線，決策出離合器滑摩轉(zhuǎn)矩并發(fā)送給離合器控制器決策離合器電機轉(zhuǎn)矩，電機轉(zhuǎn)矩分配模塊根據(jù)離合器滑摩轉(zhuǎn)矩決策出ISG 電機的實時補償轉(zhuǎn)矩，補償拖轉(zhuǎn)發(fā)動機導(dǎo)致的動力系統(tǒng)輸出總轉(zhuǎn)矩的下降和轉(zhuǎn)矩波動，滿足模式切換過程的各項性能要求。

2.2.3.1 起機MPC控制器

（1）預(yù)測模型［21］。根據(jù)式（7）中發(fā)動機端動力學(xué)模型建立控制量為離合器滑摩轉(zhuǎn)矩，狀態(tài)量為發(fā)動機轉(zhuǎn)速的預(yù)測模型，動力學(xué)方程如下：

式中：Tc為離合器傳遞轉(zhuǎn)矩；TEng_drag為發(fā)動機倒拖阻力矩。

選取發(fā)動機轉(zhuǎn)速為系統(tǒng)狀態(tài)變量，離合器滑摩轉(zhuǎn)矩為控制變量，建立系統(tǒng)狀態(tài)方程為

式中：x=ωe；u=Tc；ω=TEng_drag；Am=-ceIe；Bm=1Ie；Gm=1Ie；Cm=1。

對于實際控制系統(tǒng)，需對式（13）進行離散化，即

根據(jù)式中被控系統(tǒng)在k時刻和k+1時刻的離散狀態(tài)，引入新的狀態(tài)變量x(k)=[Δxd(k)T，yd(k)]T，重新構(gòu)造增廣模型，具體的表達式如下：

由式（15）根據(jù)系統(tǒng)預(yù)測的控制序列對系統(tǒng)狀態(tài)和輸出進行預(yù)測，設(shè)Nctrl為控制步長，Nprd為預(yù)測步長，則在k時刻，被控系統(tǒng)的控制增量序列為Δu(k)，Δu(k+1)，???，Δu(k+Nctrl-1)，系 統(tǒng) 輸 出的預(yù)測序列的具體表達式為

式中：

其中，Y表示k時刻輸出變量預(yù)測序列；ΔU表示k時刻控制增量序列；ΔΩ表示k時刻干擾量增量序列。

（2）滾動優(yōu)化。模型預(yù)測控制通過實時滾動計算更新求解最優(yōu)控制序列，設(shè)計可以反饋閉環(huán)控制誤差的二次型代價函數(shù)如下：

式中：REng_spd為發(fā)動機目標(biāo)轉(zhuǎn)速序列；e為系統(tǒng)實際輸出與預(yù)測輸出之間的偏差；Y為系統(tǒng)預(yù)測輸出；(REng_spd-Y-e)T(REng_spd-Y-e)為經(jīng)過誤差反饋修正的發(fā)動機轉(zhuǎn)速預(yù)測序列與目標(biāo)參考轉(zhuǎn)速序列之間的誤差，表示MPC控制器對參考目標(biāo)序列的跟蹤能力；ΔUTRˉΔU為控制序列的耗能，反映了發(fā)動機拖轉(zhuǎn)過程中離合器執(zhí)行電機和ISG 電機耗能；Rˉ為對角矩陣rωINctrl×Nctrl(rω≥0)，rω為權(quán)重系數(shù)，用于協(xié)調(diào)跟蹤誤差項和耗能項的所占權(quán)重。

起機MPC控制器計算出離合器目標(biāo)傳遞轉(zhuǎn)矩，接下來電機轉(zhuǎn)矩分配邏輯模塊將求解各部件需求轉(zhuǎn)矩。

2.2.3.2 電機轉(zhuǎn)矩分配邏輯模塊

如圖6 所示在發(fā)動機拖轉(zhuǎn)過程中，整車部分動力用于拖轉(zhuǎn)發(fā)動機，此時若不由ISG 補償這部分動力損失，則會導(dǎo)致車輛出現(xiàn)制動沖擊的現(xiàn)象，因而轉(zhuǎn)矩分配邏輯直接將離合器的滑摩轉(zhuǎn)矩作為ISG電機的補償轉(zhuǎn)矩與模式切換前的ISG電機轉(zhuǎn)矩進行疊加并在滿足限制條件下得到ISG 轉(zhuǎn)矩；TM 電機轉(zhuǎn)矩保持模式切換前的轉(zhuǎn)矩變化率即可。

圖6 電機轉(zhuǎn)矩分配邏輯框圖Fig.6 Block diagram of motor torque distribution logic

2.2.4 發(fā)動機點火同步階段

當(dāng)發(fā)動機的轉(zhuǎn)速達到所設(shè)定閾值時，發(fā)送點火并開始逐步對外輸出正轉(zhuǎn)矩。由于平順性起機的目的在于保證發(fā)動機起動過程中的轉(zhuǎn)矩波動盡量不要傳遞到輪邊，故在發(fā)動機點火輸出正轉(zhuǎn)矩后，離合器將分離至預(yù)接合點（kiss point）的位置保持預(yù)接合狀態(tài)，同時控制發(fā)動機轉(zhuǎn)速跟蹤ISG 電機轉(zhuǎn)速。由于動力性起機的目的在于保證發(fā)動機起動過程盡可能快，故在發(fā)動機點火輸出正轉(zhuǎn)矩的同時，離合器不進行分離，而是采用PID控制策略繼續(xù)滑摩離合器，使得發(fā)動機的正轉(zhuǎn)矩能夠及時傳遞到動力系統(tǒng)。

2.2.5 離合器接合并鎖止階段

當(dāng)發(fā)動機轉(zhuǎn)速提升至略高于從動盤轉(zhuǎn)速時，采用PID的控制策略控制離合器盡快接合并鎖止。但對于平順性起機而言，在離合器鎖止后，控制策略還需要協(xié)調(diào)控制發(fā)動機和ISG 的轉(zhuǎn)矩切換，利用ISG將發(fā)動機調(diào)整到最優(yōu)工作曲線附近。

3 仿真結(jié)果與分析

為了驗證純電動至并聯(lián)驅(qū)動模式切換優(yōu)化控制策略的有效性，在MATLAB/Simulink 軟件平臺上進行仿真。仿真所用整車及關(guān)鍵零部件參數(shù)如表2所示。圖7 和圖8 分別為純電動至并聯(lián)混動模式切換平順性起機和動力性起機策略的仿真結(jié)果。

表2 整車及關(guān)鍵零部件參數(shù)Tab.2 Parameters of vehicle and key compnents

圖7 平順性起機策略仿真結(jié)果Fig.7 Simulation results of smooth starting strategy

圖8 動力性起機策略仿真結(jié)果Fig.8 Simulation results of dynamic starting strategy

如圖7a所示，采用數(shù)字1～4分別表示離合器消除空行程階段、發(fā)動機拖轉(zhuǎn)起動階段、發(fā)動機點火同步階段和離合器接合并鎖止階段。具體仿真結(jié)果如表3所示。

表3 串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)主要工作模式Tab.3 Comparison of simulation results of two mode switching strategies

平順性起機策略模式切換過程各動力源轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩關(guān)系如圖7b、圖7c 所示，從0.90 s 開始進入發(fā)動機拖轉(zhuǎn)起動階段，MPC控制器決策出離合器滑摩轉(zhuǎn)矩拖轉(zhuǎn)發(fā)動機跟隨最優(yōu)曲線起動，ISG 電機及時補償離合器的傳遞轉(zhuǎn)矩；1.47 s 發(fā)動機達到800 r·min?1并點火起動，離合器分離同時ISG降低轉(zhuǎn)矩補償；1.99 s發(fā)動機轉(zhuǎn)速同步，離合器隨即接合至鎖止?fàn)顟B(tài)；2.79 s發(fā)動機和ISG電機開始轉(zhuǎn)矩交互，系統(tǒng)最終進入發(fā)動機+TM電機驅(qū)動，ISG發(fā)電的并聯(lián)工作模式，整個過程的沖擊度如圖7d 所示，其最大沖擊度為4.01 m·s?3。

動力性起機策略模式切換過程各動力源轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩關(guān)系如圖8b 、圖8c所示。模式切換從0.17 s開始，在0.55 s 時進入發(fā)動機拖轉(zhuǎn)起動階段，至1.12 s發(fā)動機轉(zhuǎn)速達到800 r·min?1并點火起動，為盡可能減少模式切換時間，此時離合器保持滑摩狀態(tài)，依靠離合器滑摩和自身動力共同作用快速提升轉(zhuǎn)速；1.52 s 時完成轉(zhuǎn)速同步，離合器隨即接合至鎖止?fàn)顟B(tài)；1.87 s離合器鎖止并進入并聯(lián)驅(qū)動模式，由于過程中離合器持續(xù)滑摩且其接合時發(fā)動機輸出正轉(zhuǎn)矩，易對系統(tǒng)造成沖擊，整個過程的沖擊度如圖8d所示，其最大沖擊度為9.01 m·s?3。

綜上，平順性起機策略模式切換最大沖擊度為4.01 m·s?3，相較于動力性起機的最大沖擊度為9.01 m·s?3，控制效果符合平順性起動的要求；動力性起機策略模式切換總時間為1.60 s，相較于平順性起機的模式切換時間2.28 s，動力性起機能更快響應(yīng)駕駛員的動力需求，且沖擊度在規(guī)定的范圍內(nèi)［22］，控制效果符合動力性起動的要求，從而驗證了雙電機驅(qū)動至并聯(lián)模式切換兩種模式切換控制策略的有效性。

4 臺架試驗驗證

為進一步驗證本文中所提出策略的有效性，選取與仿真驗證相同的試驗工況，開展了模式切換硬件在環(huán)臺架試驗。如圖9 所示，混合動力系統(tǒng)試驗臺架主要包括驅(qū)動電機、電控離合器裝置、負載電機等。其中，驅(qū)動電機模擬“ISG 電機+TM 電機”總成，負載電機模擬發(fā)動機，電控離合器裝置模擬發(fā)動機與ISG電機間的離合器。

圖9 混合動力系統(tǒng)試驗臺架Fig.9 Test bench of hybrid power system

圖10 為臺架測試系統(tǒng)方案，將MATLAB/Simulink 中的模式切換控制策略自動生成C 代碼，下載到Rapid ECU 控制器中；控制器通過CAN（controller area network）總線與試驗臺架通信，發(fā)送轉(zhuǎn)矩等控制指令至試驗臺架；上位機通過標(biāo)定協(xié)議與控制器通信，并接收轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩等實際測量值。臺架試驗結(jié)果如圖11、圖12所示。

圖10 臺架測試系統(tǒng)方案Fig.10 System scheme of bench test

圖11 平順性起機策略臺架試驗結(jié)果Fig.11 Bench test results of soft starting strategy

圖12 動力性起機策略臺架試驗結(jié)果Fig.12 Bench test results of dynamic starting strategy

圖11a和圖11b中，平順性起機策略發(fā)動機點火同步階段歷經(jīng)0.59 s，離合器接合鎖止階段歷經(jīng)0.81 s，整個模式切換的時間為2.21 s。由圖11c 可以看出，離合器在通過滑摩拖轉(zhuǎn)發(fā)動機達到點火轉(zhuǎn)速后，離合器分離至預(yù)接合位置。由圖11d 得出整個模式切換最大沖擊度為6.85 m·s?3，整個模式切換過程較為平穩(wěn)。由圖12a和12b可知，動力性起機策略發(fā)動機點火同步階段歷經(jīng)0.38 s，離合器接合鎖止階段歷經(jīng)0.38 s，整個模式切換的時間為1.51 s，由圖12c可以看出，離合器在通過滑摩拖轉(zhuǎn)發(fā)動機達到點火轉(zhuǎn)速后，離合器保持滑摩轉(zhuǎn)矩不變，由圖12d 可以看出，在離合器接合鎖止階段，由于離合器主、從動端的轉(zhuǎn)速差以及發(fā)動機接入傳動系統(tǒng)，產(chǎn)生較大的沖擊，整個模式切換最大沖擊度為9.84 m·s?3，整個模式切換過程較平順性起機過程更為迅速，從而能更好滿足車輛動力性需求。

因此，硬件在環(huán)試驗較為準(zhǔn)確地模擬了平順性起機和動力性起機的模式切換過程，并驗證了所提出的模式切換模型預(yù)測控制策略的有效性。

5 結(jié)論

針對某新型串并聯(lián)PHEV雙電機純電動模式至并聯(lián)驅(qū)動模式的動態(tài)切換過程進行了分析，開發(fā)了模式切換優(yōu)化控制策略，主要結(jié)論如下：

（1）建立了串并聯(lián)混合動力汽車模式切換過程動力學(xué)模型，包括傳動系模型以及發(fā)動機阻力矩模型，并針對該混合動力系統(tǒng)特點及車輛狀態(tài)的不同，提出了平順性起機和動力性起機的概念，并設(shè)計了自適應(yīng)模式切換控制策略。基于發(fā)動機最優(yōu)拖轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速曲線，提出了發(fā)動機起動模型預(yù)測控制策略，實時決策離合器傳遞轉(zhuǎn)矩，實現(xiàn)發(fā)動機轉(zhuǎn)速對最優(yōu)目標(biāo)轉(zhuǎn)速的跟蹤。

（2）基于MATLAB/Simulink 平臺，對提出的兩種模式切換控制策略進行仿真驗證。其中，平順性起機控制策略模式切換總時間為2.28 s，最大沖擊度為4.01 m·s?3。動力性起機控制策略模式切換總時間為1.6 s，最大沖擊度為9.01 m·s?3?？梢?，所設(shè)計的模式切換控制策略既能滿足動力性起機模式切換時整車的動力需求快速響應(yīng)，又能滿足平順性起機模式切換時整車的舒適性要求。

（3）搭建混合動力系統(tǒng)性能試驗臺架對所提出的模式切換控制策略進行硬件在環(huán)仿真驗證，試驗結(jié)果表明，平順性起機和動力性起機控制策略能分別滿足整車的動力性和車輛駕駛平順性要求。

作者貢獻聲明：

趙治國：研究思路與控制方法設(shè)計，論文指導(dǎo)及修改。

黃琪琪：撰寫初稿，數(shù)據(jù)整理與可視。

倪潤宇：仿真分析，試驗驗證。