引言

上述研究一般僅著重于單個子系統(tǒng)的能耗優(yōu)化，未對整車能耗作深入的探索。另一方面，在部分整車能量流分析研究中，缺乏仿真手段的介入，無法預(yù)估各子系統(tǒng)優(yōu)化后整車能耗的變化。本文在 AMESim 提供的多物理場系統(tǒng)仿真環(huán)境下，搭建機-電-熱耦合的整車一體化功熱耦合能耗分析模型，探究電動汽車在 高溫工況下各子系統(tǒng)的能耗占比以及整車續(xù)駛里程的估計。

01、整車功熱耦合模型

1.1 動力學(xué)模型

    車輛動力學(xué)模型是整車能耗分析的基礎(chǔ)，為了兼顧仿真精度及計算效率，采用一維縱向動力學(xué)模型模 擬真實車輛的動力學(xué)特性。仿真分析之前收集車輛質(zhì)量，前后軸荷，車輪半徑及轉(zhuǎn)動慣量等基本參數(shù)。本 文在 AMESim 中搭建的車輛動力學(xué)模型如圖 1 所示。該模塊考慮了風(fēng)速、空氣密度、路面摩擦系數(shù)、坡度 等外部環(huán)境的影響，同時也考慮了電驅(qū)零扭矩這一內(nèi)部因素的影響。

    在底盤測功機上模擬道路滑行試驗時，通過滑行時間的迭代可以消除電驅(qū)零扭矩這一內(nèi)部阻力的影響。然而，仿真環(huán)境中不具備迭代滑行的條件，因此需要將滑行試驗中電驅(qū)零扭矩產(chǎn)生的額外阻力，以外部動 力的方式補充回動力學(xué)模型中，用以消除道路滑行試驗和轉(zhuǎn)轂臺架試驗這一邊界條件的差異。本文研究車 輛涉及的電驅(qū)零扭矩等效動力如圖 2 所示。由圖可見，該等效動力在車速 80km/h 以下時隨車速線性增長， 在 80km/h 以后維持在約 60N 左右。

    本文基于前向仿真的方式搭建整車能量流分析模型，因此需要建立駕駛員模型控制車輛模型按照外部 工況要求的速度曲線行駛。在 AMESim 中搭建的駕駛員模型如圖 3 所示。駕駛員模型實時接收車輛的速度 信號以及電驅(qū)系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速、扭矩、最大正向扭矩、最大負向扭矩等信號，通過內(nèi)置的 PID 控制器控制加速 踏板開度、制動踏板開度和擋位。加速踏板信號連同車速信號輸入至油門踏板圖，以查找表的方式計算出 駕駛員需求的輪端扭矩，如圖 4 所示。將需求輪端扭矩傳遞至 VCU 整車控制器后，由 VCU 請求電驅(qū)執(zhí)行 相應(yīng)的驅(qū)動扭矩或制動扭矩命令。當(dāng)電驅(qū)的再生制動扭矩不滿足車輛制動加速度要求時，會進一步對車輛 的機械制動系統(tǒng)下達制動扭矩命令，由兩者共同達成駕駛員請求的制動需求。

1.2 電力學(xué)模型

    本文重點關(guān)注影響續(xù)駛里程的整車能量流轉(zhuǎn)情況，對電驅(qū)子系統(tǒng)內(nèi)部不作深入探究，因此以功能性電 機元件為基礎(chǔ)對電驅(qū)系統(tǒng)進行建模。在 AMESim 中搭建的電驅(qū)模型如圖 5 所示。以電驅(qū)臺架試驗效率 Map 作為電機模型的輸入?yún)?shù)，按照接收的 VCU 扭矩請求執(zhí)行扭矩輸出或者扭矩輸入的命令。其中，電機效 率 Map 如圖 6 所示。本文涉及的傳動構(gòu)型為單級減速器，減速器輸入端連接電機輸出端，輸出端連接車輛 模型的車輪端口，為其提供驅(qū)動扭矩或者接收其再生制動時傳遞過來的制動扭矩。

    電池是純電動汽車行駛過程中的主要能量來源，其建模精度直接影響到最終整車能耗及續(xù)駛里程分析 的精度。在 AMESim 中搭建的電池包模型如圖 7 所示，每個電池包元件由 54 個電芯串聯(lián)而成，兩個電池 包元件共同構(gòu)成 1P108S 的電池包整體架構(gòu)。在與外界環(huán)境能量交換方面，主要考慮電池包水冷系統(tǒng)工作 帶來的液體換熱以及車底空氣對流引發(fā)的氣體換熱。電池包整體的熱力學(xué)參數(shù)，如等效比熱容，固-液換熱 系數(shù)、固-氣換熱系數(shù)等，由恒溫倉中的電池包熱平衡試驗測試得到。首先由恒溫箱試驗確定單個電芯的電 力學(xué)特性，主要包括不同環(huán)境溫度（-20、-10、0、10、25 和 45）、不同充放電倍率（1/3C、1C）下的容 量測試，開路電壓測試和混合脈沖功率特性 HPPC 測試；然后用 1 階 RC 等效電路模型進行參數(shù)擬合，用 以計算單個電芯的發(fā)熱量；最后結(jié)合標定出的固-氣換熱系數(shù)，校核預(yù)測的電芯溫度是否與測試數(shù)據(jù)吻合。容量測試和開路電壓測試為電芯的等效電路建模提供基本的參數(shù)，而 HPPC 測試則主要考察電芯的歐姆內(nèi) 阻、極化內(nèi)阻情況。環(huán)溫 25℃下的 HPPC 測試結(jié)果如圖 8 所示。

1.3 熱力學(xué)模型

    整車熱管理系統(tǒng)負責(zé)高溫工況下乘員艙的熱舒適性，以及電驅(qū)、電池等各子系統(tǒng)的正常工作，其原理 如圖 9 所示。本文研究車型在空調(diào)冷媒回路方面，為一典型的非熱泵式并聯(lián)架構(gòu)。低壓低溫制冷劑經(jīng)壓縮 機壓縮做功后變?yōu)楦邷馗邏簹鈶B(tài)制冷劑，進入冷凝器后經(jīng)冷凝作用形成高溫高壓液態(tài)制冷劑，然后并聯(lián)兩路，一路進入暖通空調(diào)系統(tǒng)中的熱力膨脹閥及蒸發(fā)器為乘員艙制冷，另一路經(jīng)電子膨脹閥進入 Chiller 中與 冷卻液換熱為電池包制冷，兩路冷媒在壓縮機吸氣口前管路匯聚，形成一個完整的循環(huán)回路。

    圖 9 中 PDU 模塊代表配電盒、電控、電機串聯(lián)而成的管路，該段管路與電子三通閥、散熱器等零部 件一起構(gòu)成完整的電驅(qū)冷卻液回路。在該回路中，冷卻液的流動由電驅(qū)水泵提供動力，電子三通閥左側(cè)開 度比例 100%，前端模塊進風(fēng)量不足時，可以通過增大風(fēng)扇轉(zhuǎn)速為散熱器提供更大的進風(fēng)量。

    高溫工況下，電池冷卻液回路與電驅(qū)冷卻液回路保持獨立，整個回路冷卻液的流動由電池水泵提供動 力。冷卻液流過電池包底部冷卻板之后，進入電子三通閥，此時右側(cè)開度比例 100%，冷卻液全部進入 Chiller 與電子膨脹閥后的低溫冷媒進行換熱。換熱過后的低溫冷卻液經(jīng)三通閥流回電池水泵，形成一個完整的冷 卻回路。

    冷媒回路中的壓縮機為整個冷媒回路流動提供動力，其熱力學(xué)特性主要由容積效率、等熵效率、機 械效率確定。本文在壓縮比 3~8 的范圍之中，等間距地選取了 4 個包含上下限邊界的轉(zhuǎn)速進行測量。測 量得到的效率表如圖 10 至 12 所示，以查找表的形式輸入到壓縮機元件中供建模使用。

    冷凝器和蒸發(fā)器是冷媒回路中兩個重要的換熱器，其換熱量和流阻方面的建模精度對乘員艙溫度、 壓縮機功耗等方面有重要影響。冷凝器換熱量及流阻的標定結(jié)果如圖 13、14 所示，蒸發(fā)器換熱量及流阻 的標定結(jié)果如圖 15、16 所示。

    當(dāng)電池包開啟冷卻時，冷媒回路與冷卻液回路在 Chiller 中進行換熱，其換熱量與流阻的建模精度會 直接影響到電池溫度變化的準確性，同時也會影響到制冷過程中壓縮機、水泵等功率部件的能耗情況， 詳細標定結(jié)果如圖 17、18 所示。

1.4 控制策略

    在 MATLAB/Simulink 中建立基于規(guī)則的整車 TMS 控制器模型，對整車熱管理系統(tǒng)中的壓縮機、水泵、 風(fēng)扇等零部件進行控制，用以維持乘員艙、電驅(qū)、電池等子系統(tǒng)正常運行的需要。整車 TMS 控制器模型 如圖 19 所示，圖中綠色端口為輸入信號，紅色端口為輸出信號，圓形端口代表整個控制器的輸入輸出， 方形端口則僅為內(nèi)部的輸入輸出。由圖可見，控制器模型主要分為兩大部分，左半部分為輸入信號模塊， 可以導(dǎo)入試驗數(shù)據(jù)進行開環(huán)控制驗證或者切換為閉環(huán)控制；右半部分為子系統(tǒng)控制器模塊，涉及各個子系 統(tǒng)的控制邏輯，主要包含壓縮機，PTC，鼓風(fēng)機，風(fēng)扇等 8 個子模塊。部分子模塊的輸出信號不僅是整個 控制器的輸出信號，也將作為另外某些子模塊的輸入信號，為其控制邏輯提供輸入。

02、環(huán)境艙能耗及續(xù)駛里程試驗

    為了驗證仿真分析結(jié)果的精度和準確性，根據(jù)國家標準《GB/T 18386.1-2021 電動汽車能量消耗量和 續(xù)駛里程試驗方法第 1 部分：輕型汽車》在環(huán)境模擬倉內(nèi)進行了高溫工況下的能耗試驗，試驗過程如圖 20 所示。

    試驗車輛前后拖鉤處分別系上鐵鏈和綁帶，限制車輛的前后左右平面位移，使其固定在轉(zhuǎn)轂臺架上， 只具有輪端處的轉(zhuǎn)動自由度。為了更好地探究該車型在高溫地區(qū)下的能耗情況，環(huán)境倉氣溫設(shè)定為 38℃， 車頂最高點平面處的太陽輻射強度為 850W/m^2。從車輛 CAN 總線系統(tǒng)中提取車速、電池包電壓、電池包 電流、SOC 等信號供仿真結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)對比使用。除此之外，對車倆結(jié)構(gòu)進行改制，在主要的能耗元件 如壓縮機、風(fēng)扇、鼓風(fēng)機、水泵等導(dǎo)線位置處布置了電壓、電流傳感器；在冷媒回路主要元件如壓縮機、 冷凝器、蒸發(fā)器等管路進出口位置處管壁上布置了溫度傳感器；在冷卻液回路主要元件如電驅(qū)、散熱器、 電池包等管路進出口位置處也布置了溫度傳感器，同時還布置了流量傳感器測量電驅(qū)和電池冷卻回路的體 積流量。

    采用常規(guī)工況法進行測試，試驗循環(huán)為 CLTC-P 循環(huán)，如圖 21 所示。該試驗循環(huán)主要分為低速段、 中速段及高速段三個部分，分別表征市區(qū)、城郊及高速下的運行場景。試驗車輛的最高車速高于試驗循環(huán) 的最高車速 114Km/h，因此無需對速度曲線進行尺度縮減。試驗時采用自動駕駛機器人控制車輛的加速及 制動踏板，使整車速度與試驗循環(huán)保持跟隨，誤差控制在±2Km/h 以內(nèi)。

03、能耗及續(xù)駛里程分析

    需要首先說明的是，在對試驗車輛熱管理系統(tǒng)改制布置傳感器時，HVAC 系統(tǒng)中風(fēng)道的漏風(fēng)量未得到 良好的控制，過大的漏風(fēng)量影響了原本設(shè)定的乘員艙內(nèi)循環(huán)條件，導(dǎo)致高溫工況下乘員艙的熱負荷偏大， 難以在短時間內(nèi)達到熱平衡以及要求的乘員艙溫度。因此本文僅選取熱平衡附近的一段穩(wěn)態(tài)過程進行仿真 分析與試驗測試的對比展示。選取的穩(wěn)態(tài)過程時長 24000S，約 13 個 CLTC 循環(huán)，期間歷經(jīng)了 5 次電池制 冷過程。

      動力學(xué)及電力學(xué)仿真與試驗結(jié)果對比如圖 22 至 25 所示。圖 22 展示了試驗與仿真在車速上的對比。為了進一步驗證里程，提取CAN總線系統(tǒng)中的行駛里程數(shù)據(jù)，與仿真結(jié)果的對比分別為187.1km和187.9km， 吻合良好。圖 23 展示了電池包電壓隨時間變化的情況，隨著放電深度的增大，怠速時的電池包端電壓從 450V 下降至 390V，降幅約 13%，整體下降趨勢與單顆電芯的 OCV 開路電壓曲線類似。如圖 24 所示，仿 真電池包電流與試驗測量得到的電池包電流曲線吻合良好，圖中電流為正代表放電情況，電流為負代表制 動充電情況。在該穩(wěn)態(tài)過程中，試驗車輛的整體需求功率大致不變，因此隨著電池包端電壓的減小，試驗 與仿真的電池包電流均有所增大，同時也可以看到在絕對值上正向電流峰值比負向電流峰值更大，在穩(wěn)態(tài) 階段的末尾處正向電流峰值約 130A，而此時負向電流峰值不到-100A。整個穩(wěn)態(tài)過程，試驗與仿真的電池 包 SOC 變化范圍分別為 87.6%~25.3%和 87.7%~25.8%，一致性良好。試驗與仿真的 DC/DC 輸出端電壓均 為 14.4V，圖 25 展示了其電流的對比情況，兩者的平均電流分別為 62.3A 和 63.3A，基本相當(dāng)。

    圖 26 至圖 31 展示了空調(diào)系統(tǒng)、電池及電驅(qū)系統(tǒng)的熱力學(xué)對比結(jié)果。壓縮機轉(zhuǎn)速及功率的對比如圖 26 所示，在乘員艙單獨制冷時，由于前文所述漏風(fēng)量偏大的問題，壓縮機轉(zhuǎn)速在 4500rpm~5000rpm 的范圍內(nèi) 來回波動，整體處于較高水平；當(dāng)電池包開啟冷卻時，壓縮機轉(zhuǎn)速在更大的 4000rpm~6500rpm 范圍內(nèi)變化， 接近壓縮機的性能極限。觀察下方壓縮機的功率曲線，可以看出壓縮機的功率與轉(zhuǎn)速緊密相關(guān)，在乘員艙單獨制冷時，功率保持在 2000W 左右，而當(dāng)電池包開啟制冷時，瞬時峰值功率可達 3200W 以上，增幅明 顯。壓縮機的進口及出口壓力對比如圖 27 所示，乘員艙單獨制冷時的進、出口壓力均低于電池包同時制 冷時的進、出口壓力，這與圖 26 所示的壓縮機轉(zhuǎn)速變化趨勢保持一致。乘員艙的溫度如圖 28 所示，達到 熱平衡后，乘員艙的溫度穩(wěn)定在 29℃左右，電池開啟冷卻后，受制冷劑流量分配的影響，有約 3℃的增幅。蒸發(fā)器出口風(fēng)溫方面，如圖 29 所示，單獨給乘員艙制冷時，穩(wěn)定在 4℃左右的較低水平，滿足乘員艙的制 冷需求。電池包開啟冷卻之后，蒸發(fā)器出口風(fēng)溫增幅 11℃，來到 15℃左右的較高水平，因此也進一步造 成了前述乘員艙溫度升高的現(xiàn)象。圖 30 展示了電池包最高最低試驗溫度與仿真平均溫度的對比情況。由 圖可見，電池包最高溫度達到 41℃之后，便會執(zhí)行電池冷卻動作，而當(dāng)最高溫度下降至 38℃時，則會結(jié) 束電池冷卻動作。3℃的溫控范圍，避免了電池冷卻的頻繁開啟與關(guān)閉?？傮w而言，電池降溫的速度遠高 于升溫的速度，每大約 4000S 會觸發(fā)一次電池冷卻，而一次電池冷卻則持續(xù)約 550S。電驅(qū)進水口及定子溫 度的對比如圖 31 所示。平衡狀態(tài)下進水口的溫度保持在 53℃左右，同時也受壓縮機轉(zhuǎn)速波動的影響，當(dāng) 同時開啟電池制冷時，壓縮機轉(zhuǎn)速升高，散熱器進風(fēng)溫度也升高，導(dǎo)致其換熱量下降，最終使得進水口溫 度升高至 57℃左右。電驅(qū)定子的溫度在 58℃至 72℃較大范圍內(nèi)波動，曲線變化趨勢與車速明顯相關(guān)，車 速越高電驅(qū)功率越大，發(fā)熱量也越大，又由于定子本身熱容較小，因此溫度變化更加明顯。

    基于上述仿真分析結(jié)果，繪制整車能量流分布如圖 32 所示?？傮w而言，由藍色虛線方框所代表的電 池包與外界環(huán)境的能量交換形式有三種，分別為機械能，電能和熱能，均以橘黃色框圖表示。其中，機械 能損失項以實線框圖表示，包括風(fēng)阻、滾阻和內(nèi)阻損失；電能損失項以虛線框圖表示，包括電池包凈放電、 壓縮機和 DC/DC 所代表的低壓負載；熱能損失項以點劃線框圖表示，包括電驅(qū)驅(qū)動損失、回收損失以及 電池包的充電損失和放電損失。放電損失、凈放電以及充電損失之和代表整個能量流動過程中電池與外界 環(huán)境交換的能量之和，而單獨的凈放電則代表藍色虛線方框，即電池包本體之外所有的能量損失項總和。

    各能量損失項的占比及排序如圖 33 所示。壓縮機所代表的高壓負載以超過 30%的比例排序第一，同 時 DC/DC 代表的低壓負載也因為鼓風(fēng)機、風(fēng)扇、水泵等零部件的影響，以超過 18%的比例排序第二。由 圖可見，本次試驗過程中熱管理系統(tǒng)整體呈現(xiàn)出較高的能耗占比。

04、結(jié)論

    本文基于 AMESim 提供的多物理場仿真環(huán)境，搭建了某純電動汽車在高溫工況下的整車功熱耦合能量 分析模型，對動力學(xué)系統(tǒng)、電力學(xué)系統(tǒng)和熱力學(xué)系統(tǒng)等各子系統(tǒng)的能量消耗情況及占比進行了深入研究。同時，在環(huán)境倉內(nèi)進行了同等工況下的整車能耗及續(xù)駛里程試驗。仿真分析結(jié)果與測試數(shù)據(jù)吻合良好，證 明了本文所述電動汽車能耗分析方法的有效性，為后續(xù)進一步探究各項能耗優(yōu)化措施提供了基礎(chǔ)。概括而 言，總結(jié)出以下結(jié)論：

1，本文所述基于 AMESim 搭建的功熱耦合能量分析模型具備一定的仿真精度，電動汽車能耗分析方 法具備一定的有效性，對于各種能耗優(yōu)化措施給續(xù)駛里程帶來的提升效果可以進行仿真驗證；

2，整車能量流動過程以機械能、電能、熱能三種形式為主，機械能的損失主要體現(xiàn)在風(fēng)阻、滾阻和 內(nèi)阻上，電能的損失主要體現(xiàn)在高壓負載和低壓負載上，而熱能的損失主要以電驅(qū)的驅(qū)動及回收損失為主， 電池充放電損失占比較??；

3，高溫工況下，熱管理系統(tǒng)整體能耗占比較高，并且以電能形式為主。壓縮機、風(fēng)扇、鼓風(fēng)機、水 泵等眾多熱管理系統(tǒng)元件的運行造成了這一現(xiàn)象，后續(xù)針對高溫工況的能耗優(yōu)化，可重點從基于效率的零 部件選型或者最優(yōu)控制策略入手。

免責(zé)聲明：文章來源周帥 1，2，劉懷舉 1，朱才朝 1，禹慧麗 2，嚴旭 2，嚴俊杰 2. 電動汽車高溫工況功熱耦合能量分析與研究. 中國汽車工程學(xué)會汽車空氣動力學(xué)分會學(xué)術(shù)年會,2024