CN110116723A - 一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法 - Google Patents

一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法 Download PDF

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Abstract

本发明公开了一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法，该方法针对发动机起机过程中模式切换时因不同模式下控制逻辑差异和输出转矩变化引发的车辆冲击现象，建立动力系统动力学模型和车辆冲击度与各动力源转矩变化率间的力学关系，采用发动机“稳态控制+斜率限制”、液压泵/马达基于“各动力源转矩变化率相互协调抑制”的液压系统转矩变化量限值修正方法，依据冲击度目标对各动力源转矩变化率进行相互协调的定量限制，实现起机协调控制。本方法基于车辆动力学模型进行冲击度分析，解决行驶模式切换前后由控制逻辑与转矩分配方式变化所引发的系统总输出转矩波动，保证了液压型混合动力汽车发动机起机过程的行驶平顺性。

Description

一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法
技术领域
本发明属于混合动力汽车技术领域，特别涉及一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法。
背景技术
目前，在能源和环境的压力日益加大的背景下，发展低碳环保的新能源汽车已经成为社会关注的焦点问题，其中行星式混联混合动力汽车由于其燃油经济性好、排放少成为新能源汽车的热门方向之一。其中，在城市公交客车等商用车上配备的行星排式变速耦合系统，发动机经历从自由状态、被动提速到主动旋转与动力输出三个动态过程，对应的泵/马达A状态也将快速变化。由于发动机响应特性复杂多变，启停时发动机与泵/马达A转矩将通过前行星排耦合输出，容易对车辆动力产生影响、引发冲击，影响车辆的行驶平顺性。
现有技术中，如中国专利公布号为CN102009588A，公布日为2011-04-13，公开了一种单电机双离合器混合动力车辆发动机启动协调控制方法，该方法通过控制主、副离合器以及单向离合器的接合和分离，实现发动机启动过程的协调控制，不仅能保证响应增大驱动功率的需求，而且还能有效降低发动机启动过程对车辆行驶产生的冲击；又如中国专利公布号为CN102490718A，公布日为2012-06-13，公开了一种双离合器式混合动力汽车电机起动发动机的控制方法，该方法利用电机响应迅速的特点，根据控制策略及时增加或减少电机扭矩，来提供行进中起动发动机的需求扭矩或补偿发动机扭矩的不足，减少切换过程的冲击度，提高混合动力汽车的平顺性；又如中国专利公布号为CN109094553A，公布日为2018-12-28，公开了一种混合动力汽车的发动机启动控制方法，该方法利用电机通过发动机离合器闭合至预定位置处于滑磨状态，以及双离合变速箱档位切换时，双离合变速箱内部第一离合器和第二离合器切换时处于滑磨状态的特性，由发动机离合器和双离合变速箱同时滑磨来吸收冲击，从而解决混合动力汽车动力切换过程中的冲击问题。
上述专利中提出的发动机启动协调控制方法仅适用于特定的动力系统构型，不能很好的满足液压型混合动力汽车发动机起机过程的控制需求，因此有必要提出一种针对液压型混合动力汽车的发动机起机过程协调控制方法。
发明内容
本发明提供一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法，基于车辆动力学模型进行冲击度分析，解决行驶模式切换前后由控制逻辑与转矩分配方式变化所引发的系统总输出转矩波动，保证了液压型混合动力汽车发动机起机过程的行驶平顺性。
为实现上述目的，根据本发明实施例的一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法，包括以下步骤：
步骤1，根据车辆动力系统的动力学模型建立车轮转动状态(即角加速度)与各动力源的动力状态、车辆行驶阻力矩间的关系式(1)；再结合冲击度j的计算公式(2)得到冲击度与各动力源转矩间的关系式(3)；
式中，R1、S1分别为前行星排齿圈和太阳轮的节圆半径；R3、S3分别为后拉维娜式行星排齿圈和大太阳轮的节圆半径；k1、k3分别为前行星排和后行星排的特征参数，且k1＝R1/S1、k3＝R3/S3；I′v＝mR2/i0+IR1i0+(IB+IS3)(1+k3)2i0+IC3i0；I′e＝Ie+IC1；I′A＝IA+IS1；为车轮角加速度，rad/s2；I′e为发动机与前行星排行星架转动惯量之和；I′A为泵/马达A与前行星排太阳轮的转动惯量之和；IC1、IR1、IS1、Ie、IA、IB分别为前行星排的行星架、齿圈、太阳轮以及发动机、泵/马达A和泵/马达B的转动惯量；TA、TB、Te、Tf分别为泵/马达A转矩、泵/马达B转矩、发动机转矩以及车辆行驶阻力矩，Nm；j为车辆的冲击度；为车轮角加速度的一阶导数；m为整车质量，kg；R为车轮半径，m；i0为主减速器的速比；Ce、CA、CB均为由公式相关变量简化时定义的常数，仅与车辆动力系统固有参数有关；
步骤2，依次进行发动机响应特性识别及发动机响应转矩预估，得到发动机下一计算周期的输出转矩的预估值
①响应特性识别：建立发动机下一周期的响应/输出转矩与发动机控制系统反馈的当前转矩整车控制器当前需求转矩(或负荷率)之间的关系式：
式中，n代表当前采样/计算周期、n+1代表下一采样/计算周期；为下一周期发动机的响应/输出转矩，Nm；为发动机控制系统反馈的当前发动机转矩，Nm；为整车控制器当前发动机需求转矩，Nm；α1、α2分别为所占的权重因子；
②响应转矩预估：依据发动机控制系统已经反馈的及整车控制器程序计算的求得当前周期的数值α2，并以之代表当前和下一周期的响应特性；再参考当前周期获得的反馈及程序计算的需求即可由式(5)预估在当前输出基础上和需求作用下发动机将会输出的转矩
式中，n-1代表上一采样/计算周期、为发动机控制系统反馈的上一周期发动机转矩，Nm；
步骤3，依据冲击度与动力源转矩之间的关系得到车辆冲击度与泵/马达A转矩变化率间的关系式(6)，并依据整车控制器的计算周期进行离散化，如式(7)所示；进而获得给定最大车辆冲击度限值±jMax下的泵/马达A转矩变化量的上下限值，如式(8)所示：
式中，CV与CA类似，也为公式相关变量简化时定义的常数，仅与车辆动力系统固有参数有关；jMax为给定的最大车辆冲击度限值；为当前计算周期泵/马达B的输出转矩，Nm；为下一计算周期泵/马达B的输出转矩，Nm；ΔTA,Min、ΔTA,Max分别为泵/马达A转矩变化量的下限值和上限值；
步骤4，基于发动机起机期间泵/马达A转矩变化量的限值，对整车控制器稳态转矩分配策略计算的泵/马达A需求转矩进行限制与修正；
①当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达A需求转矩值的变化量大于ΔTA,Max时，当前计算周期输出的最终实际需求值应为
②当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达A需求转矩值的变化量小于ΔTA,Min时，当前计算周期输出的最终实际需求应为
③其他情况下，稳态转矩分配策略计算的泵/马达A需求转矩值即可满足车辆冲击度要求，故当前周期输出的最终实际需求即为稳态值
步骤5，依据冲击度与动力源转矩之间的关系得到车辆冲击度与泵/马达B转矩变化率间的关系式(9)，并依据整车控制器的计算周期进行离散化，如式(10)所示；进而获得给定最大车辆冲击度限值±jMax下的泵/马达B转矩变化量的上下限值，如式(11)所示：
式中，为当前计算周期泵/马达A的输出转矩，Nm；为下一计算周期泵/马达A的输出转矩，Nm；ΔTB,Min、ΔTB,Max分别为泵/马达B转矩变化量的下限值和上限值；
步骤6，基于发动机起机期间泵/马达B转矩变化量的限值，对整车控制器稳态转矩分配策略计算的泵/马达B需求转矩进行限制与修正：
①当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达B需求转矩值的变化量大于ΔTB,Max时，当前计算周期输出的最终实际需求值应为
②当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达B需求转矩值的变化量小于ΔTB,Min时，当前计算周期输出的最终实际需求应为
③其他情况下，稳态转矩分配策略计算的泵/马达B需求转矩值即可满足车辆冲击度要求，故当前计算周期输出的最终实际需求即可为稳态值
本发明与现有技术相比的有益效果为：
1.本发明所述的一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法能够解决行驶模式切换前后由控制逻辑与转矩分配方式变化所引发的系统总输出转矩波动，保证了液压型混合动力汽车发动机起机过程的行驶平顺性。
2.本发明所述的一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法能够充分体现部件在不同阶段的滞后和误差响应多变特性。
3.本发明所述的一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法算法简单算法、计算量小，在实车应用时的计算量优势将更加明显。
附图说明
本发明的上述和/或附加的方面和优点结合下面附图对实施例的描述中将变得明显和容易理解，其中：
图1为本发明实施例的混联构型液压混合动力汽车行星齿轮变速耦合系统示意图；
图2为本发明实施例的发动机起机过程协调控制方法理论推导流程图；
图3为本发明实施例的协调控制前发动机起机过程中前/后行星排输出转矩与协调控制后发动机起机过程中前/后行星排输出转矩对比图；
图4为本发明实施例的协调控制前发动机起机瞬间前/后行星排输出转矩与协调控制后发动机起机瞬间前/后行星排输出转矩对比图；
图5为本发明实施例的协调控制前泵/马达A及发动机转矩与协调控制后泵/马达A及发动机转矩对比图；
图6为本发明实施例的协调控制前总驱动转矩及车辆冲击度与协调控制后总驱动转矩及车辆冲击度对比图；
图1中：Ⅰ、发动机；Ⅱ、普通行星齿轮；Ⅲ、液压泵；Ⅳ、液压油箱；Ⅴ、液压泵/马达；Ⅵ、2挡离合/制动器；Ⅶ、1挡离合/制动器；Ⅷ、变速耦合系统输出轴；Ⅸ、行星架；Ⅹ、大太阳轮；Ⅺ、齿圈；Ⅻ、小太阳轮；XIII、液压控制阀；XIV、液压蓄能器。
具体实施方式
下面详细描述本发明的实施例，所述实施例的示例在附图中示出，其中自始至终相同或类似的符号表示相同或类似的物理量或具有相同或类似意义的物理量。下面通过参考附图描述的实施例是示例性的，仅用于解释本发明，而不能理解为对本发明的限制。
由于混联混合动力汽车的基本结构为本领域技术人员所悉知的，因此在此不再一一赘述，仅在附图1中给出本发明方法所针对的混动车辆动力系统示意图。
下面参考附图来描述根据本发明实施例的一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法，但本发明并不限于这些实施例。
如图1所示，为所研究的混联构型混合动力汽车行星齿轮变速耦合系统示意图，车辆动力系统包括一个普通行星排和一个拉维娜式行星排。普通行星排的太阳轮和行星架分别连接发电机与发动机，动力通过齿圈输出。拉维娜式行星排的齿圈和小太阳轮分别与1挡离合/制动器和2挡离合/制动器连接。拉维娜式行星排的行星架为其动力输出端，与变速耦合系统输出轴、以及普通行星排齿圈输出端相连，合并后的动力传递给主减速器输入端。
如图2所示，为适用于本发明提出的一种液压型混合动力汽车发动机起机过程的协调控制方法。该方法包括：
步骤1，根据车辆动力系统的动力学模型建立车轮转动状态(即角加速度)与各动力源的动力状态、车辆行驶阻力矩间的关系式(1)；再结合冲击度j的计算公式(2)得到冲击度与各动力源转矩间的关系式(3)；
式中，R1、S1分别为前行星排齿圈和太阳轮的节圆半径；R3、S3分别为后拉维娜式行星排齿圈和大太阳轮的节圆半径；k1、k3分别为前行星排和后行星排的特征参数，且k1＝R1/S1、k3＝R3/S3；I′v＝mR2/i0+IR1i0+(IB+IS3)(1+k3)2i0+IC3i0；I′e＝Ie+IC1；I′A＝IA+IS1；为车轮角加速度，rad/s2；I′e为发动机与前行星排行星架转动惯量之和；I′A为泵/马达A与前行星排太阳轮的转动惯量之和；IC1、IR1、IS1、Ie、IA、IB分别为前行星排的行星架、齿圈、太阳轮以及发动机、泵/马达A和泵/马达B的转动惯量；TA、TB、Te、Tf分别为泵/马达A转矩、泵/马达B转矩、发动机转矩以及车辆行驶阻力矩，Nm；j为车辆的冲击度；为车轮角加速度的一阶导数；m为整车质量，kg；R为车轮半径，m；i0为主减速器的速比；Ce、CA、CB均为由公式相关变量简化时定义的常数，仅与车辆动力系统固有参数有关；
步骤2，依次进行发动机响应特性识别及发动机响应转矩预估，得到发动机下一计算周期的输出转矩的预估值
①响应特性识别：建立发动机下一周期的响应/输出转矩与发动机控制系统反馈的当前转矩整车控制器当前需求转矩(或负荷率)之间的关系式：
式中，n代表当前采样/计算周期、n+1代表下一采样/计算周期；为下一周期发动机的响应/输出转矩，Nm；为发动机控制系统反馈的当前发动机转矩，Nm；为整车控制器当前发动机需求转矩，Nm；α1、α2分别为所占的权重因子；
②响应转矩预估：依据发动机控制系统已经反馈的及整车控制器程序计算的求得当前周期的数值α2，并以之代表当前和下一周期的响应特性；再参考当前周期获得的反馈及程序计算的需求即可由式(5)预估在当前输出基础上和需求作用下发动机将会输出的转矩
式中，n-1代表上一采样/计算周期、为发动机控制系统反馈的上一周期发动机转矩，Nm；
步骤3，依据冲击度与动力源转矩之间的关系得到车辆冲击度与泵/马达A转矩变化率间的关系式(6)，并依据整车控制器的计算周期进行离散化，如式(7)所示；进而获得给定最大车辆冲击度限值±jMax下的泵/马达A转矩变化量的上下限值，如式(8)所示：
式中，CV与CA类似，也为公式相关变量简化时定义的常数，仅与车辆动力系统固有参数有关；jMax为给定的最大车辆冲击度限值；为当前计算周期泵/马达B的输出转矩，Nm；为下一计算周期泵/马达B的输出转矩，Nm；ΔTA,Min、ΔTA,Max分别为泵/马达A转矩变化量的下限值和上限值；
步骤4，基于发动机起机期间泵/马达A转矩变化量的限值，对整车控制器稳态转矩分配策略计算的泵/马达A需求转矩进行限制与修正；
①当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达A需求转矩值的变化量大于ΔTA,Max时，当前计算周期输出的最终实际需求值应为
②当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达A需求转矩值的变化量小于ΔTA,Min时，当前计算周期输出的最终实际需求应为
③其他情况下，稳态转矩分配策略计算的泵/马达A需求转矩值即可满足车辆冲击度要求，故当前周期输出的最终实际需求即为稳态值
步骤5，依据冲击度与动力源转矩之间的关系得到车辆冲击度与泵/马达B转矩变化率间的关系式(9)，并依据整车控制器的计算周期进行离散化，如式(10)所示；进而获得给定最大车辆冲击度限值±jMax下的泵/马达B转矩变化量的上下限值，如式(11)所示：
式中，为当前计算周期泵/马达A的输出转矩，Nm；为下一计算周期泵/马达A的输出转矩，Nm；ΔTB,Min、ΔTB,Max分别为泵/马达B转矩变化量的下限值和上限值；
步骤6，基于发动机起机期间泵/马达B转矩变化量的限值，对整车控制器稳态转矩分配策略计算的泵/马达B需求转矩进行限制与修正：
①当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达B需求转矩值的变化量大于ΔTB,Max时，当前计算周期输出的最终实际需求值应为
②当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达B需求转矩值的变化量小于ΔTB,Min时，当前计算周期输出的最终实际需求应为
③其他情况下，稳态转矩分配策略计算的泵/马达B需求转矩值即可满足车辆冲击度要求，故当前计算周期输出的最终实际需求即可为稳态值
如图3～图6所示为基于专业仿真软件结果、将未采用本发明实施例的普通发动机起机控制方法下前后行星排总输出转矩、主减速器输入转矩以及整车冲击度变化等指标与根据本发明实施例的发动机起机协调控制方法下各部件对应指标的控制效果对比结果。可见协调控制后的前后行星排总输出转矩变化均有所放缓、主减速器输入转矩波动减少，对应的整车冲击度均有所减小。因此，本发明提出的起机协调控制策略可以有效依靠各动力源转矩变化间的相互抑制、相互协调来减小起机期间的整车驱动力波动，降低冲击度、提高起机过程平顺性。
本发明提供一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法，针对发动机起机过程中模式切换时因不同模式下控制逻辑差异和输出转矩变化引发的车辆冲击现象，建立动力系统动力学模型和车辆冲击度与各动力源转矩变化率间的力学关系，采用发动机“稳态控制+斜率限制”、液压泵/马达基于“各动力源转矩变化率相互协调抑制”的液压系统转矩变化量限值修正方法，依据冲击度目标对各动力源转矩变化率进行相互协调的定量限制，实现起机协调控制。本方法基于车辆动力学模型进行冲击度分析，解决行驶模式切换前后由控制逻辑与转矩分配方式变化所引发的系统总输出转矩波动，保证了液压型混合动力汽车发动机起机过程的行驶平顺性。
尽管已经示出和描述了本发明的实施例，本领域的普通技术人员可以理解：在不脱离本发明的原理和宗旨的情况下可以对这些实施例进行多种变化、修改、替换和变型，本发明的范围由权利要求及其等同物限定。

Claims (1)

1.一种液压型混合动力汽车发动机起机过程协调控制方法，其特征在于：包括以下步骤：
步骤1，根据车辆动力系统的动力学模型建立车轮转动状态(即角加速度)与各动力源的动力状态、车辆行驶阻力矩间的关系式(1)；再结合冲击度j的计算公式(2)得到冲击度与各动力源转矩间的关系式(3)；
式中，R1、S1分别为前行星排齿圈和太阳轮的节圆半径；R3、S3分别为后拉维娜式行星排齿圈和大太阳轮的节圆半径；k1、k3分别为前行星排和后行星排的特征参数，且k1＝R1/S1、k3＝R3/S3；I′v＝mR2/i0+IR1i0+(IB+IS3)(1+k3)2i0+IC3i0；I′e＝Ie+IC1；I′A＝IA+IS1；为车轮角加速度，rad/s2；I′e为发动机与前行星排行星架转动惯量之和；I′A为泵/马达A与前行星排太阳轮的转动惯量之和；IC1、IR1、IS1、Ie、IA、IB分别为前行星排的行星架、齿圈、太阳轮以及发动机、泵/马达A和泵/马达B的转动惯量；TA、TB、Te、Tf分别为泵/马达A转矩、泵/马达B转矩、发动机转矩以及车辆行驶阻力矩，Nm；j为车辆的冲击度；为车轮角加速度的一阶导数；m为整车质量，kg；R为车轮半径，m；i0为主减速器的速比；Ce、CA、CB均为由公式相关变量简化时定义的常数，仅与车辆动力系统固有参数有关；
步骤2，依次进行发动机响应特性识别及发动机响应转矩预估，得到发动机下一计算周期的输出转矩的预估值
①响应特性识别：建立发动机下一周期的响应/输出转矩与发动机控制系统反馈的当前转矩整车控制器当前需求转矩(或负荷率)之间的关系式：
式中，n代表当前采样/计算周期、n+1代表下一采样/计算周期；为下一周期发动机的响应/输出转矩，Nm；为发动机控制系统反馈的当前发动机转矩，Nm；为整车控制器当前发动机需求转矩，Nm；α1、α2分别为所占的权重因子；
②响应转矩预估：依据发动机控制系统已经反馈的及整车控制器程序计算的求得当前周期的数值α2，并以之代表当前和下一周期的响应特性；再参考当前周期获得的反馈及程序计算的需求即可由式(5)预估在当前输出基础上和需求作用下发动机将会输出的转矩
式中，n-1代表上一采样/计算周期、为发动机控制系统反馈的上一周期发动机转矩，Nm；
步骤3，依据冲击度与动力源转矩之间的关系得到车辆冲击度与泵/马达A转矩变化率间的关系式(6)，并依据整车控制器的计算周期进行离散化，如式(7)所示；进而获得给定最大车辆冲击度限值±jMax下的泵/马达A转矩变化量的上下限值，如式(8)所示：
式中，CV与CA类似，也为公式相关变量简化时定义的常数，仅与车辆动力系统固有参数有关；jMax为给定的最大车辆冲击度限值；为当前计算周期泵/马达B的输出转矩，Nm；为下一计算周期泵/马达B的输出转矩，Nm；△TA,Min、△TA,Max分别为泵/马达A转矩变化量的下限值和上限值；
步骤4，基于发动机起机期间泵/马达A转矩变化量的限值，对整车控制器稳态转矩分配策略计算的泵/马达A需求转矩进行限制与修正；
①当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达A需求转矩值的变化量大于△TA,Max时，当前计算周期输出的最终实际需求值应为
②当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达A需求转矩值的变化量小于△TA,Min时，当前计算周期输出的最终实际需求应为
③其他情况下，稳态转矩分配策略计算的泵/马达A需求转矩值即可满足车辆冲击度要求，故当前周期输出的最终实际需求即为稳态值
步骤5，依据冲击度与动力源转矩之间的关系得到车辆冲击度与泵/马达B转矩变化率间的关系式(9)，并依据整车控制器的计算周期进行离散化，如式(10)所示；进而获得给定最大车辆冲击度限值±jMax下的泵/马达B转矩变化量的上下限值，如式(11)所示：
式中，为当前计算周期泵/马达A的输出转矩，Nm；为下一计算周期泵/马达A的输出转矩，Nm；△TB,Min、△TB,Max分别为泵/马达B转矩变化量的下限值和上限值；
步骤6，基于发动机起机期间泵/马达B转矩变化量的限值，对整车控制器稳态转矩分配策略计算的泵/马达B需求转矩进行限制与修正：
①当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达B需求转矩值的变化量大于△TB,Max时，当前计算周期输出的最终实际需求值应为
②当稳态转矩分配策略在相邻计算周期计算的泵/马达B需求转矩值的变化量小于△TB,Min时，当前计算周期输出的最终实际需求应为
③其他情况下，稳态转矩分配策略计算的泵/马达B需求转矩值即可满足车辆冲击度要求，故当前计算周期输出的最终实际需求即可为稳态值
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