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ISG雙電機PHEV混合動力系統(tǒng)匹配
2020-03-15 23:59:48· 來源：EDC電驅未來 作者：焦燕青
1 ISG雙電機架構PHEV系統(tǒng)原理及其工作模式ISG雙電機架構PHEV系統(tǒng)結構和原理如圖1 所示。該系統(tǒng)架構有兩條能量傳遞路徑:第一條路徑(L1)是1-2-4-3，主要通過電能實
1 ISG雙電機架構PHEV系統(tǒng)原理及其工作模式
ISG雙電機架構PHEV系統(tǒng)結構和原理如圖1 所示。該系統(tǒng)架構有兩條能量傳遞路徑:第一條路徑(L1)是1-2-4-3，主要通過電能實現能量傳遞，實際上是一種APU(Auxiliary Power Unit)架構驅動模式[1]；第二條路徑(L2)是1-2-3,是通過離合結合實現機械傳遞發(fā)動機直驅。這兩條路徑通過一定的控制邏輯關聯，最終可以實現PHEV串、并聯驅動模式的切換。
圖1 ISG雙電機架構PHEV混動系統(tǒng)結構和原理
表1為ISG雙電機架構PHEV系統(tǒng)不同運行工況各系統(tǒng)參與工作情況。
概括地講，ISG雙電機架構PHEV混合動力系統(tǒng)工作基本邏輯是：低速或市區(qū)工況采用串聯純電驅動模式，中、高速工況時機械驅動介入，高速等速巡航時采取發(fā)動機直驅為主。
下面以某款MPV混合動力車輛設計為例，通過系統(tǒng)對比來論證這種系統(tǒng)架構的基本特點。
表1 ISG雙電機架構PHEV各系統(tǒng)參與工作情況
備注：(1)SOC閾值為觸發(fā)發(fā)動機工作的動力電池電量臨界值；(2)V閾值為純電驅動和發(fā)動機直驅互為切換所定義的車速臨界值。
2 動力系統(tǒng)參數設計
整車及設計目標參數見表2。
表2 整車及設計目標參數
2.1 驅動電機參數設計
(1)驅動電機峰值功率
驅動電機峰值功率的設計，需要考慮表1中各工況的整車實際運行功率的需要。由于并聯驅動時ISG系統(tǒng)需要直接為整車提供驅動功率參與驅動整車運行，因此，驅動電機峰值功率首先要由NEDC工況純電或串聯驅動模式下對驅動電機的需求功率決定。
由公式(1)[2]
(1)式中：i為坡度，取無坡度i=0；G為汽車重力，3 150×9.8 N；f為滾動阻力系數，根據試車場道路，取0.015[3]；ηT為傳動效率，0.92；CD為空氣阻力系數,0.41；A為迎風面積，3.375 m2；δ為旋轉質量換算系數，1.05。
可求得NEDC工況純電驅動模式整車對驅動電機的峰值功率需求為68 kW。其中NDEC工況各速段驅動電機峰值功率需求如圖2所示。
圖2 NEDC工況整車功率需求
(2)驅動電機額定功率
根據電機特性,取功率因子eP=Pt/Pe=0.6，則與上述峰值功率相對應的電機額定功率為：Pt=68×0.6=40.8 kW。
(3)根據永磁電機特性，取電機峰值扭矩、峰值功率拐點轉速1 000 r/min，已知電機峰值功率68 kW，由式(2)得拐點轉速時電機峰值扭矩650 N·m。驅動電機特性見圖3。
(2)
圖3 驅動電機外特性
2.2 系統(tǒng)速比的初步確定
(1)整車以120 km/h等速巡航模式持續(xù)運行時，發(fā)動機以直驅方式參與整車驅動，可以減少能量的二次轉化和實現系統(tǒng)功率應用的最大化?？紤]到系統(tǒng)NVH因素，定義此時系統(tǒng)最高需求轉速不高于3 500 r/min，則變速器速比應不高于：
(2)整車以最高峰值車速150 km/h行駛時，發(fā)動機和驅動電機同時參與整車驅動，其中發(fā)動機以直驅方式參與整車驅動。取系統(tǒng)最高轉速不高于4 000 r/min，則變速器速比應不高于：
(3)由于車輛最大爬坡時整車車速和驅動電機轉速低，驅動扭矩只能由ISG電機和驅動電機聯合提供，發(fā)動機由于處于怠速以下而無法參與提供動力。根據整車30%坡度7.2 km/h恒速爬坡能力的要求，由汽車行駛方程式(3)(4)[1]，此時計算得輪邊扭矩Ttqigi0ηT=3 440 N·m。
Ft=Ff+Fi+Fw+Fj
(3)
(4)
式中：ig為變速器速比；i0為主減速器速比；i為坡度，取i=0.2；
根據求得的輪邊驅動扭矩3 440 N·m、電機峰值扭矩650 N·m，可求得系統(tǒng)總變速需求應不低于5.3。
綜上，初步考慮為系統(tǒng)提供兩速比AMT方案，兩級速比分別為：3.74，5.3。
2.3 動力電池電量需求計算
已知：續(xù)駛里程按半載NEDC計算；SOC放電深度按100%～20%計算；電機平均效率：EPT系統(tǒng)95%。借助Cruise系統(tǒng)建模仿真不難得出， NEDC工況能耗率：27.4 kW·h/100 km，若按50 km續(xù)駛里程計算，所需工作電量為50/100×27.4=13.7 kW·h，按放電深度80%考慮，動力電池的最大荷電量需求為13.7/(1-20%)≈18 kW·h。
2.4 ISG系統(tǒng)功率需求
整車對ISG系統(tǒng)的需求，主要考慮其功率輸出。表3列出了在考慮系統(tǒng)傳遞效率的條件下，混合動力各極限功率工況功率總需求及各工況條件下對系統(tǒng)的最小功率需求。
表3 各運行工況基本功率需求
備注：(1)附件功率需求；(2)工作模式參見表1。
上述，采納模式三120 km/h持續(xù)巡航，發(fā)動機對應轉速3 500 r/min條件下發(fā)動機輸出功率需達到50 kW，此時處于發(fā)動機直驅模式。
2.5 發(fā)動機選型
為規(guī)避由于發(fā)動機工作轉速過高可能引起的系統(tǒng)過疲勞和NVH風險，初步確定工作轉速為3 500 r/min、功率為50 kW的發(fā)動機為理想的發(fā)動機。
2.6 ISG電機功率的確定
圖4為根據架構布置初選的PHEV系統(tǒng)發(fā)動機萬有特性。可以看出：在相對經濟的油耗-功率線上，發(fā)動機轉速4 000 r/min以下最大峰值功率可達55 kW，基本滿足整車120 km/h持續(xù)巡航的功率需求。
圖4 發(fā)動機萬有特性
結合發(fā)動機特性，v′=100 km/h時，發(fā)動機轉速2 918 r/min，此時發(fā)動機功率36 kW，不難求得急加速工況下ISG電機峰值C′=140-68-36=36 kW。相應地ISG電機額定功率為36×60%=21.6 kW。
2.7 動力系統(tǒng)匹配的結果
動力系統(tǒng)匹配結果如表4所示。
表4 動力系統(tǒng)匹配結果
3 系統(tǒng)驗證
由于PHEV系統(tǒng)的匹配主要圍繞高速工況時降低能耗為出發(fā)點展開，其著眼點在于通過離合結合實現發(fā)動機直驅以減少能量二次轉化效率低的問題。
3.1 系統(tǒng)工作模式定義
(1)為最大限度減少油電二次轉換帶來的效率損失，設定系統(tǒng)工作過程中電池荷電量(SOC)變化范圍為30%～40%。當SOC<30%時，啟動發(fā)動機以串聯或直驅模式驅動車輛并將動力電池充電至40% soc="">40%時，在需求功率充足的條件下關閉發(fā)動機以純電模式放電至30% SOC。圖5中數據已通過效率折算等效發(fā)動機輸出功率為整車需求功率，并均考慮計入了整車附件功率和系統(tǒng)損耗?？煽闯觯寒敯l(fā)動機轉速低于3 250 r/min時，串聯模式整車功率需求曲線較發(fā)動機直驅時整車功率需求曲線更靠近發(fā)動機工作最佳經濟區(qū)，高于3 250 r/min時反之。據此得出兩種驅動模式切換閾值v閾值=110 km/h。
(2)在油耗性能最大化前提下，為避免發(fā)動機轉速過高引起NVH問題，取巡航車速120 km/h所對應的發(fā)動機轉速3 760 r/min作為發(fā)動機直驅模式下發(fā)動機轉速的上限(實踐中，如果發(fā)動機外特性好，可以進一步降低上限轉速)。而在整車從120 km/h至150 km/h最高車速急加速過程中，為保證高速段較好的加速性能，可以設定臨界轉速為4 500 r/min、整車車速為140 km/h時離合器再脫開，使得當發(fā)動機轉速達到4 500 r/min時ISG系統(tǒng)和動力電池以并聯純電功率輸入的方式為驅動電機提供功率驅動車輛運行。
(3)急加速和爬坡、坡起工況時，離合結合，ISG電機和驅動電機同時提供扭矩驅動車輛運行。當電機轉速高于1 000 r/min時，此時發(fā)動機轉速已被ISG電機拖動到怠速轉速以上，開始參與急加速和爬坡、坡起工況扭矩的輸出。
圖5 整車功率需求及發(fā)動機功率特性分析
3.2 系統(tǒng)建模
根據發(fā)動機外特性，在輸出功率充分條件下，當系統(tǒng)以串聯模式工作時可采用發(fā)動機定轉速以2 500 r/min工作從而實現經濟性的最大化。而當整車需求功率較大時，發(fā)動機工況點以功率伴隨方式沿經濟曲線上移，直至發(fā)動機以直驅模式工作。
應用MATLAB/Simulink建立一個Demo(如圖6—圖7所示)使發(fā)動機始終以相對經濟的工況運行，并通過AVL.Cruise自帶的策略控制模塊進行設定實現上述設計構想。發(fā)動機運行工況控制是由整車需求功率通過查表法求得對應發(fā)動機轉速，通過油門開度來控制。Demo文件通過Cruise接口程序轉換為.dll文件，最終代入圖8的 Cruise程序模型進行整車性能計算。
圖6 MATLAB/Simulink仿真模型
圖7 發(fā)動機功率跟隨策略
圖8 Cruise仿真模型
3.3 仿真結果分析
將各系統(tǒng)參數代入上述模型，根據表1定義設定系統(tǒng)工作模式，結合系統(tǒng)架構確定能量回收策略為制動踏板非解耦設計。通過仿真得出結果見表5，滿足設定目標。
表5 仿真結果
備注：條件A為純電驅動模式；條件B為保持電量平衡、燃油消耗模式。加權油耗(單位L/100 km)=條件B油耗×25/(25+純電續(xù)駛里程)。
3.3.1 NEDC工況發(fā)動機工作時間分布
從圖9可看出：在整個NEDC工況運行過程中，發(fā)動機始終工作在經濟油耗區(qū)。
表6為同款車型ISG架構PHEV混合動力與發(fā)動機直驅內燃機車輛燃油消耗率的對比。
圖9 NEDC工況發(fā)動機工作時間分布
表6 同款車型ISG架構PHEV混合動力與發(fā)動機直驅車輛燃油消耗率對比L·10-2·km-1
由此可得出以下結論：
(1)110 km/h及以下時ISG串架構較省油。110 km/h以上時速時盡管ISG架構也為發(fā)動機直驅，如果ISG架構所選用發(fā)動機排量小，高功率輸出時將偏離油耗經濟區(qū)，導致油耗偏高。
(2)市區(qū)工況，ISG架構PHEV系統(tǒng)整車油耗僅為傳統(tǒng)發(fā)動機直驅內燃機車輛燃油消耗率的59.5%，系統(tǒng)節(jié)油率40.5%。
3.3.2 最大爬坡度及整車急加速工況仿真結果
圖10為整車最大爬坡度仿真結果，圖11為整車急加速工況仿真結果。
圖10 整車最大爬坡度仿真結果
圖11 整車急加速工況仿真結果
從圖10、圖11可以看出：低車速時ISG電機以驅動電機方式參與工作，同時反拖發(fā)動機運轉，此時發(fā)動機對整個系統(tǒng)以負扭矩輸出；當電機轉速達到和高于1 000 r/min時，發(fā)動機開始參與扭矩輸出，此時整車爬坡、坡起能力和整車最大加速能力達到最大值(仿真結果見表5)。
4 結論
(1)ISG雙電機架構PHEV混合動力系統(tǒng)匹配的重點，是結合整車運行工況，根據選定系統(tǒng)尤其是發(fā)動機系統(tǒng)的特性，合理設定各串并聯驅動模式的切換工況，預設好臨界閾值。
(2)ISG雙電機架構屬于混聯式混合動力的一種[5]，其完美地實現了混聯混合動力系統(tǒng)所具備的所有特性，與單一APU架構系統(tǒng)相比大大地擴展了經濟工況下巡航車速。由于該類架構系統(tǒng)具有兩個電機并且ISG電機與驅動電機通過離合器硬連接，項目實踐中可能對系統(tǒng)布置空間造成較大的壓力，造成只能選用有限排量的發(fā)動機，導致高速巡航段油耗偏離經濟油耗區(qū)，致使油耗偏高。這一點需要在項目預研前期做好規(guī)劃。
(3)ISG雙電機架構PHEV混合動力系統(tǒng)相對傳統(tǒng)發(fā)動機直驅內燃機車輛，綜合經濟性能突出。因其同時具備APU怠速發(fā)電和相對高速時發(fā)動機并聯直驅的特性，既照顧了客戶的實際需要，又優(yōu)化了燃油的經濟性。該架構形式具有較高的實用價值。
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