韓國現代并聯混合動力節油駕駛策略的研究

【韓】 J.S.EO S.J.KIM J.OH Y.K.CHUNG Y.J.CHANG

0 前言

隨著汽車排放和油耗法規的加嚴,環境友好型汽車技術越來越受到重視,駕駛員在日常行車時探索出了多種降低油耗的駕駛策略[1-5]。加速-滑行(Pn G)駕駛策略就是其中之一,已在世界范圍內廣泛使用。

傳統汽車定速巡航時,發動機在固定負荷點工作,該工作點有可能不在發動機最佳工作曲線(OOL)附近。在保證目標平均車速與定速巡航車速相同的前提下循環加速、減速,以此來調節發動機工作點,讓其盡可能工作在OOL附近,從而改善燃油效率,一定程度上改進了定速巡航在這方面的不足。目前,Pn G駕駛策略由駕駛員操作實施,會造成疲勞駕駛,同時在駕駛員使用不當時,會影響燃油效率的改善效果。

盡管大部分控制功能是為內燃機驅動的傳統汽車而開發的,汽車制造商還是研制出了具有自動PnG控制功能[6-8]的自適應巡航控制系統(ACC)[9-10]和車隊控制系統。本文研究的重點是驗證并聯混合動力汽車采用Pn G駕駛策略時的節油效果,并分析其未來應用的可行性。

混合動力汽車發動機通常工作在OOL附近,這得益于驅動電機的輔助調節。然而,電力電子元件充電、放電過程會不可避免地造成能量損失。為此,需要最小限度地降低電力電子元件的使用率并讓發動機工作在OOL上以便提高燃油效率。相關文獻對此已有記錄,發動機轉速的研究具有局限性,并且未在實車上進行驗證。

研究了并聯混合動力汽車PnG駕駛策略,即在目標平均車速下車輛可以循環加速、減速,同時對這種策略的燃油效率試驗結果進行了記錄和分析,試驗在底盤測功機上進行。

1 雙離合變速器集成電驅動模塊混合動力汽車的節油駕駛策略

1.1 問題定義

對于雙離合變速器集成電驅動模塊(DCT-TMED)汽車燃油效率的提升,最重要的因素是降低能量消耗,即降低未能傳遞至車輪驅動車輛行駛的能量消耗。這種能量消耗主要包括發動機損失和電損失。

發動機損失指發動機本體、冷卻系統和排氣系統所產生的熱量。即發動機損失等于消耗燃料的熱量和輸出的有效功率的差值,包括熱損失、發動機開關瞬態損失、摩擦損失、泵氣損失和發動機離合器滑磨損失。電損失包括動力系統電力電子元件(PE)產生的所有熱損失。這些損失取決于驅動電機的發電效率、逆變器的效率、動力電池的充放電效率。

駕駛策略主要是通過優化調節2種動力源的參與方式來滿足功率需求。因此,為了統一2種動力源的能量損失方式,認為附件功率損失和變速器損失與本文研究主題相關性不大。

影響DCT-TMED混合動力汽車燃油效率的因素有：發動機工作點、驅動電機助力、電機轉矩、發動機開關次數和實際車速與目標車速的偏差。假設所有駕駛策略中變速器控制策略相同,從而忽略其帶來的影響。

綜上所述,不同駕駛策略對DCT-TMED混合動力汽車燃油效率的提升,主要表現為減少各因素帶來的總能量損失。

1.2 DCT-TMED混合動力汽車改善燃油耗的駕駛策略

1.2.1 電動控制模式PnG駕駛策略

評價發動機燃油效率的等效方法是有效燃油消耗率(BSFC),其含義是指單位有效功的耗油量。因此,發動機運行在低BSFC工況時可以提高燃油效率。圖1示出了發動機BSFC的MAP圖。

圖1 BSFC的MAP圖

發動機的最高效率點定義為“最佳點(SS)”,在圖1中用紅點表示。圖1中的紅線代表OOL,其由每個轉速下的最低BSFC連線而成。因此,在只考慮發動機工作的情況下,讓其工作在OOL附近可以達到最高燃油效率。然而,受到道路坡度、車速及風速共同作用的空氣阻力、滾動阻力和行駛阻力的變化影響,導致傳統內燃機汽車的發動機負荷也隨之變化,不能在OOL上持續工作。因此發動機不可避免地要運行在高BSFC的非高效區域。然而,隨著動力系統的電氣化,使用驅動電機助力或充電成為可能,這意味著在滿足駕駛需求功率的同時也可讓發動機工作在OOL上。這種策略通常為并聯混合動力汽車所采用,尤其為巡航控制模式所采用。只要動力電池荷電狀態(SOC)在正常范圍,發動機就可以在OOL上工作,能量多余時為動力電池充電或者能量不足時由動力電池放電。在這種策略下,車輛可以恒定車速行駛。在車速一定的情況下,電池電量狀態SOC的波動取決于功率需求的大小。下文中稱這種駕駛策略為“電動控制模式Pn G駕駛策略”。

對于混合動力汽車的動力系統,在系統OOL附近工作時要同時考慮發動機效率和PE的效率,這比單獨考慮發動機OOL更為合理。系統OOL和發動機OOL的差異是由于PE效率通常達不到100%。如果單獨用發動機驅動車輛,可以將發動機OOL看作動力系統效率。然而,電動控制模式PnG駕駛策略不僅涉及發動機,還涉及電能的產生和消耗,從而導致系統效率與發動機OOL的效率不一致。

由于PE產生了能量損失,系統OOL相對于傳統發動機OOL的位置隨著需求功率的變化而變化。當某一車速的需求扭矩低于發動機OOL扭矩時,驅動電機為電池充電,此時系統OOL被下移,位于發動機OOL之下,這就意味著發動機需要工作在低負荷點。另一方面,當某一轉速的需求扭矩高于發動機OOL扭矩時,驅動電機需要動力電池放電產生助力,此時系統OOL上移,位于發動機OOL之上,這就意味著發動機需要工作在高負荷點。圖2示出了系統OOL和發動機OOL之間的關系。當需求扭矩與發動機扭矩相等時可認為發動機OOL即是系統OOL,這是因為此時PE不工作,混合動力汽車的動力系統傳統汽車的動力系統角色相當。

圖2 發動機OOL和系統OOL的差異

圖3示出了某一車速下電動控制模式Pn G駕駛策略動力系統效率曲線與平均負荷的關系。從圖3可以看出,電動控制模式PnG駕駛策略的效率在需求負荷與發動機OOL負荷相等時最大,此時PE使用率最小。隨著平均負荷降低,發動機OOL負荷與需求負荷之間的差異增大,這導致PE使用率提高,因此并聯模式PE總損失(LP)會成比例增加。這些損失在電動控制模式PnG駕駛策略下不可避免,但損失多少取決于PE的使用率。

圖3 不同模式PnG駕駛策略的效率-功率曲線

1.2.2 傳統非混動駕駛策略

某一車速下的發動機燃油效率,當數發動機工作在OOL上時最高。隨著工作點偏離OOL,發動機燃油效率隨之降低,以上凸曲線呈現遞減而非線性遞減。PE的能量轉換效率相對一致,這就意味著隨著平均工作點偏離發動機OOL,系統效率呈線性遞減。當偏離發動機OOL的負荷足夠小時,傳統發動機單獨工作時的效率要高于并聯混合動力的系統效率,這時發動機效率曲線取代電動控制模式PnG駕駛策略時的系統效率曲線。在這種工況下,使用傳統非混動駕駛策略要比電動控制模式PnG駕駛策略更有優勢,相應的效率曲線為圖3中CD和OOL之間的一段。

1.2.3 機械控制模式PnG駕駛策略

當發動機在OOL工作時,為了避免PE能量損失,驅動電機不參與發電/助力工作,這就導致了需求扭矩和實際扭矩不平衡。兩者之間的差異會讓車輛加速或者減速。當PE使用率最小時,車輛機械能或動能的波動取決于需求功率的大小。因此,這種駕駛策略下車輛加速或減速是為了保證發動機在OOL上工作并讓PE能量損失最小,下文中稱此策略為“機械控制模式Pn G駕駛策略”。

機械控制模式PnG駕駛策略中,發動機OOL功率超過車輛保持穩定車速所需功率時,車輛則會加速(加速階段)。發動機OOL功率低于車輛保持穩定車速所需功率時,車輛則會減速(減速階段)。在此策略下也可以關閉發動機(滑行階段),這種情況常見于車速高于預設限值時。相反,當車速小于預設限值時發動機工作。當遇到爬陡坡這種大負荷工況時,即使發動機工作在OOL,車速仍然不在可接受范圍內,此時就要提高功率。降檔、PE電機助力、發動機不在OOL工作等措施可以提高功率,這取決于哪種方式的效率最高。

當PE使用率最小化時,機械控制模式PnG駕駛策略與傳統非混動PnG駕駛策略相似。然而,與傳統汽車不同的是混動車輛在滑行階段發動機可以停止運行。在只考慮燃油效率的情況下,機械控制模式PnG駕駛策略最優。然而,其最大缺點在于駕駛性差,這是由于實際功率和需求功率的差異產生了車速波動。

機械控制模式PnG駕駛策略下需要考慮發動機重復開關帶來的瞬態損失。這種損失可以理解為起動發動機時額外使用了燃油和PE帶來了能量損失。需求功率越小,發動機開關越頻繁,理想與實際機械控制模式PnG駕駛策略的效率差異越大。圖3中的LT代表這種損失,其隨著需求功率的降低呈線性增加趨勢。

1.2.4 串聯模式策略

在串聯模式下,發動機不與傳動系統機械連接,發動機可以一直工作在最佳點,其不直接參與驅動車輛,而是給動力電池充電,只有PE提供功率驅動車輛。

盡管能量流路徑一定,但是系統的能量損失主要取決于能量使用情況。因此,整個功率需求范圍內的系統效率和損失(圖3中LS)基本相同。

圖3中的EC點是串聯模式效率曲線和電動控制模式Pn G駕駛策略效率曲線的交點。由于最佳點效率高于某一車速下的OOL的效率,在發動機離合器接合EC點前,串聯模式效率高于電動控制模式PnG駕駛策略。在此工況下,保持發動機與傳動系統分離,以串聯模式工作,對提高綜合燃油效率更有利。雖然未對此工況進行試驗研究,但其可被大功率PE系統所采用。

1.2.5 混合控制模式PnG駕駛策略

研究了平均負荷恒定的駕駛策略,其綜合了前文所述的電動控制模式Pn G駕駛策略、機械控制模式PnG駕駛策略、傳統非混動駕駛策略和串聯模式策略(表1)。每種策略都有其特定的優點和缺點,可以很自然地將電動控制模式PnG駕駛策略、傳統非混動駕駛策略和串聯模式策略歸為一類,因為這些策略是基于保持恒定車速而進行的優化,而機械控制模式PnG駕駛策略是基于整體燃油效率而進行的優化。在3種優化速度跟蹤的駕駛策略中,不同功率需求區域的效率在圖3中進行了展示,這便于根據功率需求切換駕駛策略以達到較高的效率。圖4中的黑色粗線表示維持恒定車速所能達到的最高效率,即優化速度跟蹤的駕駛策略下的綜合效率,而優化效率的駕駛策略(考慮瞬態損失的機械控制模式Pn G駕駛策略)的效率用綠線表示。

從圖4可以推斷出,駕駛性(保持目標車速的能力)和效率存在競爭關系。通過對優化速度跟蹤和優化效率的駕駛策略的混合控制,在駕駛性和效率之間尋找平衡點。圖4中綠線和黑線之間的區域可以采用這種混合控制模式駕駛策略。

當使用的駕駛策略接近綠線時,隨著車速波動效率有所提升。相反地,當接近黑色實線時效率降低。

圖4 優化速度跟蹤的駕駛策略和優化效率的駕駛策略的對比

混合控制模式PnG駕駛策略的基本原理是讓PE的使用率介于電動控制模式PnG駕駛策略和機械控制模式PnG駕駛策略之間。加速階段發動機運行在OOL附近。在電動控制模式PnG駕駛策略下,PE將所有的剩余能量存入動力電池,而機械控制模式PnG駕駛策略則不會儲存電能?；旌峡刂颇Ｊ絇n G駕駛策略則只是將一部分剩余能量存入動力電池,從而允許車輛進行一定的加速,但是幅度小于機械控制模式PnG駕駛策略。同理,在滑行階段,發動機停止運作。在電動控制模式PnG駕駛策略中,PE滿負荷工作以提供能量來保持穩定車速?；旌峡刂颇Ｊ絇nG駕駛策略只讓PE以部分負荷狀態運行,從而允許車輛減速,但幅度小于機械控制模式PnG駕駛策略。圖5示出了各種策略下的速度變化示例。

2 試驗驗證

2.1 試驗設備

為了驗證電動控制模式PnG駕駛策略和機械控制模式PnG駕駛策略下的綜合燃油效率,確認效率差異,在底盤測功機上進行實車驗證。為提高評價的準確性,使用相同的車輛、底盤測功機、記錄設備和測試方案,包括燃油消耗在內的車輛試驗數據記錄在車輛總線(CAN)數據中。

表1 駕駛策略對比

圖5 優化速度跟蹤、優化效率和混合控制駕駛策略的車速波動示意圖

試驗車的動力系統由汽油發動機與通過發動機離合器相連的同軸驅動電機和干式雙離合變速器組成。圖6示出了該動力系統的基礎結構,表2列出了試驗車輛的參數。

圖6 雙離合變速器(DCT)并聯混合動力汽車的基本結構

表2 試驗車輛參數

為了減小外界的干擾,試驗在底盤測功機上進行。目標平均車速設為50 km/h、80 km/h和110 km/h。在每種車速下分別進行優化速度跟蹤和優化效率的駕駛策略。在優化效率的駕駛策略下,車速波動不可避免,試驗時分別進行了車速波動量±5 km/h和±10 km/h的試驗,以此來驗證PnG循環次數對效率的影響。底盤測功機基于實測數據擬合后的滑行曲線進行負荷加載。

2.2 試驗結果

表3列出了試驗結果。行駛距離除以修正燃油消耗量即為每種方案的燃油效率。為提高評價的準確性,燃油消耗量依據動力電池試驗條件下初始和末了的SOC差值進行修正。

表3 不同工況下的燃油效率對比

試驗結果表明,在較低的目標車速下所有方案的燃油效率都有所提升。對于目標車速50 km/h和80 km/h,基于機械控制模式PnG駕駛策略的優化效率駕駛策略的燃油效率要高于優化速度跟蹤的駕駛策略的燃油效率,這與預測的結果相吻合。車速50 km/h和80 km/h的燃油效率分別提高1.21%～6.25%和1.91%～3.05%。這些提升與圖4中綠線和黑線之間差異相符。

然而,在車速110 km/h下燃油效率無改善。這是因為OOL功率和需求功率相等,PE不參與工作,無效率損失。這種情況就是圖4中所示的2種策略效率曲線的交點。

2.3 結果分析

2.3.1 仿真和試驗結果對比

圖7示出了仿真和實車試驗的燃油效率趨勢。雖然仿真和試驗結果在燃油效率的數值上可能存在差異,但是不同方案之間的相對效率差異是一致的。對于車速50 km/h的最大燃油效率提升潛力高于車速80 km/h。這表明優化速度跟蹤的駕駛策略和優化效率的駕駛策略的效率差異,車速50 km/h的要比車速80 km/h的效率高。同時,這也表明車速50 km/h時車速波動量±10 km/h的燃油效率比±5 km/h的要高。然而,車速80 km/h時車速波動量±5 km/h的燃油效率比±10 km/h的要高。這種矛盾是由于發動機

圖7 仿真和實測燃油效率結果

2．3．2 能量損失分析

基于記錄的燃油消耗、發動機轉速、發動機扭矩、電機轉速、電機轉矩、低壓直流-直流轉換器(LDC)電壓和能量、變速器輸入軸轉速、輪速和SOC等數據，計算了傳動系統各個零部件的能量損失。能量損失計算時，考慮了已知的發動機BSFC、變速器效率和PE充放電效率。能量損失包括發動機熱損失、發動機摩擦損失、PE(驅動電機/發電機)損失和阻力損失。為便于對比，計算結果以條形圖的形式在圖8中展示，能量損失的含義是單位行駛里程所消耗的能量，單位是J/km。

顯而易見的是，損失越小效率越高。優化效率的駕駛策略能量損失降低的主要原因是PE沒有能量損失。由于附件的存在仍會帶來少量的PE損失，但是在車輛行駛時PE不工作從而減少了大部分的損失。

同時，隨著PE使用率的提高，PE損失增加，OOL功率和需求功率的差異越大，PE使用率越高。因此，負荷越低，PE損失越大。這表明車速50 km/h時采用優化效率的駕駛策略代替優化速度跟蹤的駕駛策略的效率提升潛力要高于車速80 km/h。這就解釋了為什么車速50 km/h時可以降低更多的能量損失。

同樣的原因可以解釋不管采用何種駕駛策略，車速110 km/h時燃油效率基本上無改善。由于車速110 km/h時的空氣阻力非常大，OOL的功率幾乎完美地與需求功率相匹配，從而大幅降低了PE使用率。

圖8 車速在50 km/h、80 km/h和106 km/h的能量損失

進一步對空氣阻力帶來的影響進行分析?？諝庾枇εc車速的平方成正比，盡管平均車速相同，隨著車速波動量變大，平均空氣阻力也變大。這就解釋了車速(80±5)km/h的燃油效率要好于車速(80±10)km/h。

然而，不能忽略了車速(50±5)km/h的燃油效率低于車速(50±10)km/h。這是PnG循環次數增多導致發動機開關次數增多造成的。由于發動機開關時發動機不能運行在OOL上，PnG循環時發動機頻繁開關導致效率改善效果變差。因此，盡管車速50 km/h的速度波動帶來的平均空氣阻力小于車速80 km/h，但是發動機的瞬態損失對效率的影響要大于空氣阻力帶來的影響。

2．3．3 駕駛性分析

選擇優化效率的駕駛策略代替優化速度跟蹤的駕駛策略勢必會影響駕駛性，因為速度跟蹤能力取決于OOL的扭矩和需求扭矩之間的差異。平均車速為50 km/h時，加速階段的加速幅度大于滑行階段。這是由于需求扭矩相對較小而OOL扭矩和需求扭矩的差異較大。平均車速為80 km/h時，加速階段的加速幅度小于滑行階段。這是由于需求扭矩相對較大，以及OOL扭矩和需求扭矩的差異較小的緣故。

驗證了采用PnG駕駛策略提升燃油效率是以犧牲駕駛性-保持目標車速的能力為代價的。OOL和需求扭矩之間的差異增大會導致加速階段的加速幅度增大，隨著需求扭矩的加大，滑行階段的減速幅度也更大。

3 結語

研究了基于電動控制模式PnG駕駛策略優化速度跟蹤的駕駛策略和基于機械控制模式PnG駕駛策略優化效率的駕駛策略，同時研究了兩者對燃油效率和駕駛性的影響，并在1臺DCT-TMED并聯混合動力汽車上進行實車驗證。試驗在底盤測功機上進行，通過對獲得的試驗數據進行分析，得出以下結論:

(1)與電動控制模式PnG駕駛策略相比，機械控制模式PnG駕駛策略的綜合巡航燃油效率有所提升。這種效率提升是以犧牲速度跟蹤能力為代價的。綜合燃油效率和駕駛性之間要有所權衡。

(2)目標車速越低，燃油效率提升越大。目標車速50 km/h和80 km/h時綜合燃油效率分別提高了6.25%和3．05%。目標車速106 km/h時的燃油效率無明顯改善。

(3)機械控制模式PnG駕駛策略中提高車速波動量的優點是發動機開關的瞬態能量損失降低。其缺點是影響了駕駛性并增加了平均空氣阻力損失。因此需要綜合考慮瞬態損失和空氣阻力損失以選取最優的車速波動量。

4 后續研究

為有效應用PnG駕駛策略并實現汽車量產，仍需對其做進一步的研究。除了優化速度跟蹤的駕駛策略和優化效率的駕駛策略，仍需研究出1種可以在綜合燃油效率和駕駛性之間達到最優的駕駛策略。同時，除了最優車速波動量，動力系統燃油效率和變速器控制策略之間的關系也需要進一步研究。另外，PnG駕駛策略不可避免地會產生車速波動，需要研究其在智能巡航控制(SCC)系統上的應用潛力。