楊 業(yè)，張幽彤，單小明

（1.北京理工大學(xué)清潔車輛實(shí)驗(yàn)室，北京 100081； 2.華北理工大學(xué)輕工學(xué)院，唐山 063000）

前言

由于環(huán)境和能源危機(jī)，混合動力汽車備受青睞［1-3］。多動力源是混合動力汽車最顯著的特點(diǎn)，其關(guān)鍵技術(shù)直接決定了混合動力汽車的經(jīng)濟(jì)性、可靠性、安全性和舒適性?；旌蟿恿ζ囘\(yùn)行過程中，為了提高燃油經(jīng)濟(jì)性，需要在各種運(yùn)行模式之間頻繁地轉(zhuǎn)換，然而，模式轉(zhuǎn)換常常伴隨著發(fā)動機(jī)、離合器和電機(jī)的目標(biāo)轉(zhuǎn)矩突變，造成汽車傳動系統(tǒng)的振動和沖擊，從而影響汽車行駛的舒適性。

在模式切換過程中，轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償控制策略是一種常用的轉(zhuǎn)矩協(xié)調(diào)控制方法［4-5］。其利用電機(jī)的快速響應(yīng)特性對發(fā)動機(jī)的輸出遲滯轉(zhuǎn)矩進(jìn)行補(bǔ)償，以減小模式轉(zhuǎn)換過程的轉(zhuǎn)矩波動，從而提高舒適性。文獻(xiàn)［6］中提出了一種模型匹配控制方法，其控制思想類似于轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償控制策略。Hwang等［7］針對混合動力離合器結(jié)合的模式切換過程，提出發(fā)動機(jī)和電機(jī)的動態(tài)轉(zhuǎn)矩控制策略，即在離合器結(jié)合之前，采用發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速控制策略；在離合器接合過程中，采用電機(jī)轉(zhuǎn)矩控制策略。Koprubasi［8］和趙治國等［9］采用基于混雜系統(tǒng)的無擾動切換控制算法，實(shí)現(xiàn)由純電動起步到發(fā)動機(jī)參與驅(qū)動模式的混合動力模式切換仿真分析，驗(yàn)證了無擾動切換控制算法能夠有效減少模式切換過程的沖擊度。

清華大學(xué)童毅［10］和吉林大學(xué)嚴(yán)運(yùn)兵等［11］針對并聯(lián)混合動力中發(fā)動機(jī)與電機(jī)響應(yīng)的差異問題，在整車轉(zhuǎn)矩管理策略的基礎(chǔ)上，提出了“發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩開環(huán)＋發(fā)動機(jī)動態(tài)轉(zhuǎn)矩估計(jì)＋電動機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償”的模式切換動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略，解決模式切換中的動態(tài)差異造成的沖擊問題。這種控制策略仍然是組合式的設(shè)計(jì)思維，依賴于對發(fā)動機(jī)動態(tài)轉(zhuǎn)矩的精確估計(jì)，應(yīng)用于涉及發(fā)動機(jī)起動過程的模式切換動態(tài)控制中的效果并不理想。近年來，相關(guān)學(xué)者采用動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略對混合動力系統(tǒng)模式切換造成的沖擊進(jìn)行研究［12-14］。Kimura等［12］利用行星齒輪機(jī)構(gòu)直接測量發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩，然后采用電動機(jī)轉(zhuǎn)矩對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩進(jìn)行調(diào)整，較好地解決了動態(tài)模式切換過程中的發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩估計(jì)和補(bǔ)償問題。Ngo等［13］應(yīng)用動態(tài)規(guī)劃和最小值原理對發(fā)動機(jī)和電機(jī)轉(zhuǎn)矩進(jìn)行動態(tài)協(xié)調(diào)控制，提高了整車行駛平順性。

目前的研究往往集中于降低系統(tǒng)狀態(tài)切換頻率或者直接采用電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償?shù)姆绞?，一方面影響了?jīng)濟(jì)性，另一方面也無法滿足同軸并聯(lián)結(jié)構(gòu)形式下的狀態(tài)切換控制需求［15-17］。已有研究應(yīng)用系統(tǒng)理論對混合動力系統(tǒng)動態(tài)切換問題進(jìn)行研究，但這些研究中所涉及的車輛都配置有ISG或BSG電機(jī)，能夠在狀態(tài)切換前將發(fā)動機(jī)起動。而本文中研究的同軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)不單獨(dú)配置發(fā)電機(jī)，也取消了專有的發(fā)動機(jī)起動機(jī)，這就需要建立一個(gè)考慮發(fā)動機(jī)起動的狀態(tài)切換協(xié)同控制策略，針對發(fā)動機(jī)起動和并載進(jìn)行全面系統(tǒng)化研究。

基于上述分析，本文中以同軸并聯(lián)的混合動力系統(tǒng)為研究對象，引入狀態(tài)空間理論，對模式切換前后各個(gè)狀態(tài)進(jìn)行數(shù)學(xué)表征，建立狀態(tài)方程并進(jìn)行適當(dāng)?shù)木仃囎儞Q，以系統(tǒng)切換代價(jià)函數(shù)為優(yōu)化對象，對各個(gè)狀態(tài)切換過程進(jìn)行優(yōu)化求解，獲取最優(yōu)控制變量。從而建立系統(tǒng)的動態(tài)協(xié)同控制策略。

1 動力系統(tǒng)

1.1 動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

同軸并聯(lián)混合動力客車動力總成包括：天然氣發(fā)動機(jī)、離合器、電動機(jī)和自動機(jī)械式變速器（AMT），如圖1所示。其中發(fā)動機(jī)和電機(jī)通過離合器同軸相連，發(fā)動機(jī)和電機(jī)既可單獨(dú)驅(qū)動車輛，也可混合驅(qū)動車輛，并且兼具制動能量回收功能。

圖1 單軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)

根據(jù)同軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)圖可知，該混合動力系統(tǒng)具有5種典型的工作模式，如表1所示：純電動、發(fā)動機(jī)單獨(dú)驅(qū)動、混合驅(qū)動、行車充電和制動能量回收模式。實(shí)際運(yùn)行時(shí)，根據(jù)不同的工況，混合動力系統(tǒng)在各個(gè)模式之間來回切換，保證發(fā)動機(jī)的工作效率，從而降低油耗和污染物排放。不同模式切換過程中，由于發(fā)動機(jī)和電機(jī)、電機(jī)和摩擦制動系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)特性等差異，往往會引起驅(qū)動力或制動力輸出的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速波動問題，從而造成車輛縱向沖擊，其中，由純電動模式切換到混合驅(qū)動模式時(shí)，伴隨著發(fā)動機(jī)的起動和并載過程，對整車傳動軸的沖擊更為明顯，因此，針對動力耦合過程中的沖擊問題，本文中借鑒狀態(tài)空間理論的基本思路，提出動態(tài)轉(zhuǎn)矩協(xié)調(diào)控制策略，降低沖擊，提高整車駕乘舒適性。

表1 同軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)基本運(yùn)行模式

1.2 動力系統(tǒng)模型

1.2.1 車輛縱向動力學(xué)模型

根據(jù)車輛行駛過程中的動力學(xué)平衡關(guān)系，車輛在車輪上需求的牽引力Ft為

式中：Fi為車輛沖擊力；Fro為滾動阻力；Fl為空氣阻力；Fst為坡度阻力。它們可分別表示為

式中：m為整車質(zhì)量；g為重力與質(zhì)量比例常數(shù)（取9.8 N／kg）；f為滾動阻力系數(shù)；ρ為空氣密度；CD為風(fēng)阻系數(shù)；Af為車輛迎風(fēng)面積；α為坡道角度；vrv為車輛行駛速度。

由式（1）計(jì)算出車輪需要的牽引力后，可得到主減速器需求轉(zhuǎn)矩：

式中：rwh為動態(tài)車輪半徑；Jwh為車輪轉(zhuǎn)動慣量；Twh，loss為車輪中轉(zhuǎn)矩?fù)p失；wwh為車輪角速度；w·wh為車輪角加速度。

1.2.2 傳動系統(tǒng)模型

傳動系由離合器、變速器、減速器和半軸組成。其中，離合器模型根據(jù)其分離、滑摩、接合3種狀態(tài)來建立。在分離狀態(tài)下，動力傳遞為零；在接合狀態(tài)下，動力等值傳遞；在滑摩狀態(tài)下，傳遞的轉(zhuǎn)矩計(jì)算如下：

式中：μclu為動態(tài)摩擦因數(shù)；Rclu為摩擦盤的有效半徑；Aclu為摩擦盤的有效摩擦面積；pclu為離合器接合壓力；Δω為離合器主從動盤的相對滑摩速度；ε為轉(zhuǎn)速閾值。

半軸對車輛動力傳動系統(tǒng)的最低共振頻率振動有重要影響，因此，半軸的動態(tài)特性如下：

式中：Khs為半軸的剛度；θhs為半軸的扭轉(zhuǎn)位移；bhs為半軸的阻尼系數(shù)；Δωhs為半軸兩端的速度差。

變速器在動力傳動系統(tǒng)中占有重要的位置，其通過改變傳動比來滿足車輛在不同行駛條件下對牽引力的需求。減速器的作用是將變速器輸出的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速傳遞到驅(qū)動輪，其結(jié)構(gòu)和變速器類似，但傳動比固定。因此，為了簡化采用總傳動比代替變速器和減速器。變速器輸入端速度ωM與車輪轉(zhuǎn)速ωW的關(guān)系可表示為

式中itr為傳動系統(tǒng)總傳動比。

1.2.3 發(fā)動機(jī)和電機(jī)模型

發(fā)動機(jī)和電機(jī)采用實(shí)驗(yàn)建模法。實(shí)驗(yàn)建模法簡單有效，模型數(shù)據(jù)可以通過性能實(shí)驗(yàn)獲得。在不考慮發(fā)動機(jī)的溫度影響的情況下，依據(jù)選定的發(fā)動機(jī)萬有特性和電機(jī)效率特性建立發(fā)動機(jī)模型和電機(jī)模型。圖2和圖3分別為天然氣發(fā)動機(jī)萬有特性圖和電機(jī)效率特性圖。

圖2 天然氣發(fā)動機(jī)萬有特性圖

圖3 電機(jī)效率特性圖

2 控制策略

2.1 狀態(tài)空間切換模型

針對所研究的同軸并聯(lián)混合動力城市客車，采用狀態(tài)空間切換控制理論對多模式切換過程進(jìn)行分析。該問題的研究對象為一組通過狀態(tài)相關(guān)微分方程表征的狀態(tài)切換系統(tǒng)，包含m個(gè)不同狀態(tài)，可表示為

式中∑i為整個(gè)動態(tài)切換系統(tǒng)的第i個(gè)狀態(tài)。每一個(gè)狀態(tài)都通過6元數(shù)組進(jìn)行定義：

式中：Xi為相關(guān)的狀態(tài)空間；Pi為輸入變量的有限集；Ui為狀態(tài)空間的控制變量；Fi為在第i個(gè)模式的狀態(tài)空間Xi中描述連續(xù)演變的映射；Sji為第i個(gè)狀態(tài)向第j個(gè)狀態(tài)切換時(shí)開關(guān)信號；Tji為第i個(gè)狀態(tài)向第j個(gè)狀態(tài)切換時(shí)對應(yīng)的切換規(guī)則。

在每一狀態(tài)下建立一個(gè)從狀態(tài)i到狀態(tài)j的狀態(tài)切換代價(jià)函數(shù)Jji，且有：

圖4為狀態(tài)空間切換過程的示意圖。處于第i個(gè)狀態(tài)的系統(tǒng)狀態(tài)軌跡達(dá)到切換集合Sji后隨即發(fā)生模態(tài)轉(zhuǎn)換，如果滿足了切換規(guī)則Tji，使?fàn)顟B(tài)從Xi切換到Xj，狀態(tài)變換后，新的矢量場Fj控制著狀態(tài)空間Xi向Xj的演變。

圖4 狀態(tài)空間動態(tài)切換過程示意圖

根據(jù)同軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將純電動模式向混合驅(qū)動模式切換過程劃分為4個(gè)狀態(tài)，分別為：發(fā)動機(jī)停機(jī)下的純電動狀態(tài)、離合器半接合發(fā)動機(jī)拖轉(zhuǎn)狀態(tài)、離合器接合發(fā)動機(jī)并載狀態(tài)和完成并載進(jìn)入混動狀態(tài)等4個(gè)狀態(tài)。其切換過程如圖5所示，Xi分別用來描述4種模式所對應(yīng)的狀態(tài)空間。

圖5 純電動至混合驅(qū)動模式切換過程示意圖

狀態(tài)轉(zhuǎn)移條件Sji定義為

式中：Δωclu_lim1，Δωclu_lim2，Δωclu_lim3分別為離合器開始接合和接合完成時(shí)主、從動盤間的轉(zhuǎn)速差的閾值，即當(dāng)離合器主、從動盤轉(zhuǎn)速差低于閾值Δωclu_lim1時(shí)，S21被觸發(fā)，離合器開始接合，發(fā)動機(jī)處于拖轉(zhuǎn)狀態(tài)；當(dāng)離合器主、從動盤轉(zhuǎn)速差低于閾值Δωclu_lim2時(shí)，S32被觸發(fā)，離合器接合完畢，發(fā)動機(jī)進(jìn)入并載過程；當(dāng)離合器主、從動盤轉(zhuǎn)速差低于閾值Δωclu_lim3時(shí)，S43被觸發(fā)，發(fā)動機(jī)并載完成，系統(tǒng)進(jìn)入混合驅(qū)動模式。

選取發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速ωE、電機(jī)轉(zhuǎn)速ωM、車輪轉(zhuǎn)速ωW和半軸扭轉(zhuǎn)位移θhs為狀態(tài)變量，即

選取發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩TE和電機(jī)轉(zhuǎn)矩TM為狀態(tài)變量，即

同軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)模式切換過程的主要執(zhí)行部件為離合器，切換過程中希望離合器快速平穩(wěn)，其主動和從動盤的轉(zhuǎn)速盡量同步，據(jù)此可以定義切換過程的代價(jià)指標(biāo)函數(shù)為

式中：Δωhs為半軸輸入輸出速差，即半軸的偏轉(zhuǎn)率；σ1，σ2，σ3和σ4為權(quán)重因子。

采用上述模型和代價(jià)指標(biāo)函數(shù)對系統(tǒng)切換過程進(jìn)行表征后，動態(tài)過程平順性控制問題就可以簡化為對代價(jià)指標(biāo)的最小化問題。通過對J21的最小化，使離合器拖起發(fā)動機(jī)所用時(shí)間最短，通過最小化J32實(shí)現(xiàn)發(fā)動機(jī)和離合器轉(zhuǎn)速的快速收斂，通過最小化J43實(shí)現(xiàn)變速器和驅(qū)動軸等動力傳動系統(tǒng)的輸出轉(zhuǎn)矩在離合器接合完成后保持穩(wěn)定狀態(tài)。

2.2 模式切換

2.2.1 發(fā)動機(jī)停機(jī)下的純電動狀態(tài)

車輛工作于純電動模式時(shí)，發(fā)動機(jī)停機(jī)，離合器處于分離狀態(tài)，電機(jī)單獨(dú)驅(qū)動車輛，此狀態(tài)下，各個(gè)狀態(tài)變量的動力學(xué)特性可表示為

式中：IM′為永磁同步電機(jī)及其固連機(jī)構(gòu)的綜合轉(zhuǎn)動慣量，包含轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量、離合器的電機(jī)端（摩擦片）轉(zhuǎn)動慣量和自動變速器輸入端的轉(zhuǎn)動慣量；IW′為車輪轉(zhuǎn)動慣量和車輪慣性等效轉(zhuǎn)動慣量之和；bM為電機(jī)輸出軸等效阻力。

狀態(tài)1向狀態(tài)2切換時(shí)，控制算法的核心是最小化代價(jià)指標(biāo)函數(shù)J21，即在快速響應(yīng)的前提下盡可能減小發(fā)動機(jī)拖起的時(shí)間。在此階段，由于離合器從分離狀態(tài)變?yōu)椴糠纸雍蠣顟B(tài)，發(fā)動機(jī)僅作為一個(gè)與轉(zhuǎn)速相關(guān)的負(fù)載出現(xiàn)，因此驅(qū)動電機(jī)除了滿足整車動力需求外，還需要輸出額外的轉(zhuǎn)矩用于克服發(fā)動機(jī)阻力矩。此時(shí)，發(fā)動機(jī)和電機(jī)轉(zhuǎn)矩輸出應(yīng)滿足：

式中：Tdem為整車需求轉(zhuǎn)矩；bE為發(fā)動機(jī)輸出軸的等效阻尼。

2.2.2 離合器半接合發(fā)動機(jī)拖轉(zhuǎn)狀態(tài)

對離合器半接合狀態(tài)進(jìn)行控制的目標(biāo)是使發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速能迅速升至目標(biāo)起動轉(zhuǎn)速，并盡量降低此過程中的轉(zhuǎn)矩振動。在離合器接合過程中發(fā)動機(jī)迅速轉(zhuǎn)動，但是由于此時(shí)發(fā)動機(jī)僅作為負(fù)載，未與下游動力系統(tǒng)發(fā)生動力耦合。此狀態(tài)下，各個(gè)狀態(tài)變量的動力學(xué)特性可表示為

對應(yīng)的狀態(tài)方程為

其中

當(dāng)狀態(tài)空間發(fā)生轉(zhuǎn)移時(shí)，對于性能指標(biāo)矩陣z2則有

其中

按照等式約束下的拉格朗日型最優(yōu)解條件，可以求得控制變量u2使代價(jià)指標(biāo)函數(shù)J32達(dá)到最小化：

2.2.3 離合器接合及發(fā)動機(jī)并載狀態(tài)

對離合器接合過程進(jìn)行控制的目標(biāo)是使發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速能迅速與驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)速匹配，即離合器主、從動盤的轉(zhuǎn)速迅速達(dá)到一致并盡量降低此過程中的轉(zhuǎn)矩振動。由于離合器接合過程的滑摩特性，動力傳遞要經(jīng)歷一個(gè)非線性延遲過程，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩隨著離合器的接合逐漸與后續(xù)動力系統(tǒng)耦合，而驅(qū)動電機(jī)的轉(zhuǎn)矩逐漸降低，以保證并載過程中相對穩(wěn)定的動力輸出。此狀態(tài)下，各個(gè)狀態(tài)變量的動力學(xué)特性可表示為

該過程的狀態(tài)方程為

同樣的，可以求得控制變量u3使代價(jià)指標(biāo)函數(shù)J43達(dá)到最小化：

2.2.4 混合驅(qū)動狀態(tài)

發(fā)動機(jī)并載過程結(jié)束后，整車進(jìn)入混合驅(qū)動模式，發(fā)動機(jī)與驅(qū)動電機(jī)共同驅(qū)動車輛運(yùn)行。此狀態(tài)下，各個(gè)狀態(tài)變量的動力學(xué)特性可表示為

式中：IE′為自動變速器輸入軸前端的綜合轉(zhuǎn)動慣量，包含發(fā)動機(jī)、離合器、永磁同步電機(jī)和變速器輸入端的轉(zhuǎn)動慣量。

進(jìn)入混合驅(qū)動模式后，發(fā)動機(jī)輸出端與電機(jī)輸入端通過離合器剛性連接，轉(zhuǎn)速相同，發(fā)動機(jī)和電機(jī)的共同輸出轉(zhuǎn)矩滿足車輛轉(zhuǎn)矩需求。

車輛運(yùn)行于混合驅(qū)動模式時(shí)，整車控制單元根據(jù)當(dāng)前工況由上層能量管理策略分配轉(zhuǎn)矩指令，發(fā)送給電機(jī)和發(fā)動機(jī)。因此，此時(shí)的控制規(guī)則可定義為

式中Tes為整車能量管理策略分配的發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩。

3 實(shí)驗(yàn)研究

3.1 臺架組成

為驗(yàn)證本文的控制策略，建立同軸并聯(lián)混合動力系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)臺架，臺架布置方案如圖6所示。本文中設(shè)計(jì)的混合動力系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)臺架采用同軸的方式將天然氣發(fā)動機(jī)、永磁同步電機(jī)、自動變速器和測功機(jī)連接起來。實(shí)驗(yàn)臺架布置實(shí)物如圖7所示。除以上動力連接部件之外，動力系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)臺架還包括動力電池組及其管理系統(tǒng)、冷卻水控制系統(tǒng)、電機(jī)控制器、電控單元在線標(biāo)定系統(tǒng)、總線監(jiān)測系統(tǒng)和油門踏板等信號的模擬裝置等，動力系統(tǒng)主要部件參數(shù)如表2所示。

圖6 布置方案

圖7 實(shí)驗(yàn)臺架實(shí)物圖

表2 混合動力系統(tǒng)主要部件及參數(shù)

3.2 臺架實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證本文中提出的控制策略的有效性，分別采用傳統(tǒng)的電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略和本文中所設(shè)計(jì)的動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略進(jìn)行對比實(shí)驗(yàn)，獲取相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)曲線。

模式轉(zhuǎn)換過程中的評價(jià)指標(biāo)主要包括乘坐舒適性和快速性。乘坐舒適性是指在模式轉(zhuǎn)換過程中，由于車輛加速度變化引起的沖擊，它可表示為車輛加速度的變化率，即

式中：J為車輛沖擊度，m／s3；a為車輛加速度，m／s2。沖擊度越小，車輛駕駛舒適性越好。

快速性是指模式轉(zhuǎn)換的持續(xù)時(shí)間，時(shí)間越短，模式切換速度越快。

3.2.1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略

圖8和圖9為電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。具體實(shí)施步驟采用文獻(xiàn)［18］中的方法，即離合器接合之前無控制策略，離合器接合后，利用電機(jī)的快速響應(yīng)特性對發(fā)動機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩進(jìn)行補(bǔ)償。如圖9（b）所示，離合器從18 s開始接合，到19.2 s接合完成，共用時(shí)1.2 s。在離合器接合過程中，電機(jī)在驅(qū)動車輛的同時(shí)拖轉(zhuǎn)發(fā)動機(jī)，由于發(fā)動機(jī)起動阻力矩和電機(jī)補(bǔ)償?shù)臅r(shí)間差影響，電機(jī)轉(zhuǎn)速及車速被短暫的下拉，出現(xiàn)類似于制動的現(xiàn)象，整車平順性瞬間惡化，出現(xiàn)較大的沖擊。從圖8中可以看出平順性惡化的時(shí)間大約持續(xù)0.7 s左右，但是由于沖擊幅度較大，會導(dǎo)致車輛駕駛員和乘客感受比較明顯。

圖8 電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略下的速度曲線

圖9 電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果

如圖9（c）所示，沖擊主要出現(xiàn)在離合器接合階段、發(fā)動機(jī)起動階段和發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩并載階段。其中最大沖擊度為-14.2 m／s3，出現(xiàn)在離合器初始接合階段。離合器接合過程經(jīng)歷滑摩階段和鎖止階段。在滑摩初始階段，離合器快速接合，離合器摩擦轉(zhuǎn)矩增大，快速增加的摩擦轉(zhuǎn)矩作為振動激勵(lì)源作用在傳動軸上，因此，振動被激發(fā)。此外，從滑摩階段過渡到鎖止階段時(shí)由于離合器摩擦轉(zhuǎn)矩突然改變，這種變化會對傳動軸產(chǎn)生另一個(gè)大的沖擊，所以振動會持續(xù)到鎖止階段。從圖9（a）中可以看出，在離合器完全接合以后，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速才達(dá)到起動轉(zhuǎn)速，即發(fā)動機(jī)在19 s才開始噴油點(diǎn)火，此時(shí)，發(fā)動機(jī)起動轉(zhuǎn)矩會造成動力傳動系統(tǒng)振動，后續(xù)的發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩并載也會引起沖擊。到20.5 s左右，發(fā)動機(jī)并載完成，整車進(jìn)入混合驅(qū)動模式。整個(gè)模式轉(zhuǎn)換時(shí)間共歷時(shí)2.5 s。

3.2.2 動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略

圖10和圖11為動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。如圖10所示，在模式切換過程中電機(jī)轉(zhuǎn)速有瞬間的上拉趨勢，車速也有小的波動。但從整個(gè)狀態(tài)切換過程來看，整體幅度遠(yuǎn)低于傳統(tǒng)的電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略的情況。如圖11（c）所示，整個(gè)切換過程的沖擊度控制在10 m／s3以內(nèi)，滿足整車平順性需求。其沖擊可分成3個(gè)階段。

（1）離合器滑摩階段

滑摩階段的起始點(diǎn)為半接合點(diǎn)，即摩擦轉(zhuǎn)矩與發(fā)動機(jī)阻力轉(zhuǎn)矩相等的位置點(diǎn)。半接合點(diǎn)之后，從動盤開始轉(zhuǎn)動并逐漸加速。發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速隨著離合器轉(zhuǎn)矩的增大不斷上升，直到達(dá)到發(fā)動機(jī)目標(biāo)起動轉(zhuǎn)速。由于離合器接合過程短暫，可認(rèn)為整車需求轉(zhuǎn)矩為定值，且動力性損失可暫時(shí)忽略，故電機(jī)只需要輸出部分定值轉(zhuǎn)矩給輪軸，另一部分轉(zhuǎn)矩用以補(bǔ)充給離合器轉(zhuǎn)矩將發(fā)動機(jī)快速拖起。如圖11（b）所示，此時(shí)電機(jī)轉(zhuǎn)矩為280 N·m，而發(fā)動機(jī)在轉(zhuǎn)速同步前全程不輸出轉(zhuǎn)矩。因此，發(fā)動機(jī)和電機(jī)滑摩過程完全依賴于離合器轉(zhuǎn)矩大小，且沖擊度也只與離合器轉(zhuǎn)矩相關(guān)。

圖10 動態(tài)協(xié)同控制策略下的速度曲線

圖11 動態(tài)協(xié)同控制策略下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果

（2）發(fā)動機(jī)起動階段

發(fā)動機(jī)在800 r／min左右開始噴油點(diǎn)火，如圖11（a）所示，從18.4 s開始起動到18.7 s起動完成。發(fā)動機(jī)在起動過程中，會產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩脈動，這些脈動轉(zhuǎn)矩由泵氣轉(zhuǎn)矩、活塞的摩擦轉(zhuǎn)矩、往復(fù)慣性矩等產(chǎn)生。隨著發(fā)動機(jī)起動，脈動轉(zhuǎn)矩會引起動力傳動系統(tǒng)振動，進(jìn)而導(dǎo)致車輛沖擊。

（3）發(fā)動機(jī)并載階段

發(fā)動機(jī)起動完成后，發(fā)動機(jī)和電機(jī)按照上層能量管理策略輸出相應(yīng)的轉(zhuǎn)矩共同驅(qū)動車輛，由于發(fā)動機(jī)和電機(jī)動態(tài)特性的差異，發(fā)動機(jī)不能及時(shí)響應(yīng)設(shè)定的目標(biāo)轉(zhuǎn)矩，導(dǎo)致動力輸出端轉(zhuǎn)速波動，從而引起較大的沖擊。由于采用了動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略，電機(jī)轉(zhuǎn)矩及時(shí)介入，彌補(bǔ)了發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩不足，因此沖擊度減小。如圖11（c）所示，在模式轉(zhuǎn)換過程中3個(gè)階段都有沖擊發(fā)生，其中，離合器接合階段中的沖擊最大，達(dá)到-7.2 m／s3。

表3為兩種實(shí)驗(yàn)方案所產(chǎn)生的模式轉(zhuǎn)換時(shí)間和最大沖擊度對比表。從表3中可以看出，無論是從模式轉(zhuǎn)換時(shí)間方面還是最大沖擊度方面，本文中提出的動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略比傳統(tǒng)的電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略控制效果要好很多，在改善車輛沖擊度方面作用明顯，沖擊度幾乎下降了一半。

表3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

4 結(jié)論

針對同軸并聯(lián)混合動力客車，分析了從純電動模式向混合驅(qū)動模式的動態(tài)切換過程，基于狀態(tài)空間理論將模式轉(zhuǎn)換過程劃分為4個(gè)子狀態(tài)，設(shè)計(jì)了動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略。以整車運(yùn)行縱向沖擊度和模式切換時(shí)間為評價(jià)指標(biāo)，通過臺架實(shí)驗(yàn)對所提出的動態(tài)協(xié)調(diào)控制策略進(jìn)行驗(yàn)證，并與傳統(tǒng)的電機(jī)轉(zhuǎn)矩補(bǔ)償策略進(jìn)行對比。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，所設(shè)計(jì)的控制策略有效抑制了轉(zhuǎn)速波動，縮短了模式切換時(shí)間，減小了整車縱向沖擊度，改善了駕駛性能。

由于同軸并聯(lián)混合動力客車工作模式較多，在實(shí)車運(yùn)行中發(fā)現(xiàn)：純電驅(qū)動至混合驅(qū)動模式的切換過程駕駛性問題較為突出，且該過程伴隨離合器、電機(jī)及發(fā)動機(jī)狀態(tài)的變化，故本文中僅研究了純電動驅(qū)動至混合驅(qū)動模式的單向切換過程，沒有考慮其它模式切換過程，系統(tǒng)地解決不同驅(qū)動及制動模式間的切換問題，這將是下一步研究的主要內(nèi)容。