引言
结合了车用高速柴油机和启动发电机一体化(ISG)并联混合动力的柴油ISG并联轻度混合动力系统,通过发动机快速启停、加速助力、制动能量回收、倒拖断油等功能,给发动机在动力性、经济性和排放上提供了进一步优化的潜力。其系统改动小、成本低等特点,使其正在受到行业的广泛关注。
系统性能参数的设计对系统的最终性能和功能起着决定性作用。系统在性能上的要求主要反映在电机扭矩2转速图上,电动模式和发电模式的扭矩曲线基本按照转速轴对称。其中电机外特性由最大扭矩和最大功率决定。
部分文献[1-4]中给出了一些针对车辆的ISG系统设计实例,并给出了一些经验设计方法。文献[5]中全面介绍了电力系统的设计,提出的基于循环统计的设计方法很有借鉴意义。还有一些文献[6-7]中给出了一些启动扭矩的设计和试验结果,但并没有给出设计公式。
笔者在上述文献的基础上建立了启动扭矩的理论计算模型,并提出了基于统计的最大功率设计方法。为了说明设计结果在动力性、经济性上的效果,以装备额定功率为160kW汽油发动机的Ford Ex-plorer SUV 为基本车型,在保证不牺牲动力性的前提下,先将其汽油机替换为柴油机,再改装为柴油ISG混合动力系统。通过PSA T 软件仿真计算,比较这3种车型的动力性、经济性。
1 启动扭矩
基速下的最大扭矩主要由启动扭矩需求决定。ISG的快速启动功能通常要求:常温下在0.5 s内将发动机转速提升至600 r.min-1,低温-29℃下在0.8 s内完成转速的提升。文献[6]中指出,低温下的启动扭矩需求约为常温下的1.5～1.8倍,因此,可以按照相应的安全系数参照常温情况进行设计。
ISG启动过程需要克服的阻力转矩包括机械摩擦阻力矩Tf和气体压缩阻力矩Tcomp两部分。式(1)为启动过程的曲轴运动学方程
Jω=TISG - Tf (n) -Tcomp(θ) (1)
式中: J为包括ISG转子在内的曲轴转动惯量;ω为曲轴转速;TISG为ISG启动扭矩;n 为发动机转速;n %26gt;0时,Tf为滑动摩擦阻力矩,可以通过倒拖试验测得,此时,它是发动机转速的二次多项式[8-9 ];n=0时,Tf 为静摩擦阻力矩,常温下测得为45N？m。随着温度的下降,摩擦阻力矩逐渐增大。常温下对Sofim8140.43N型柴油发动机进行的倒拖试验曲线如图1所示。
图1 发动机摩擦扭矩
Fig. 1 Friction Torque of Engine
气体压缩阻力矩是所有气缸内气体压力产生的扭矩之和,也是曲轴转角θ的函数, 见式(2)。该阻力矩主要由处于压缩冲程和做功冲程的气缸气压引起,处于进、排气过程的气缸气压可以忽略不计。缸内气体不燃烧,压力通过气体状态方程式(3) 计算。直列四缸发动机的阻力矩可以通过曲轴运动学方程式(4) ～(8)计算[10 ]
式中: r、D、λs 、ε为发动机参数,分别为曲拐半径、缸径、连杆比和压缩比; p为气缸内气体压力;V 为气缸容积;V IVC为进气门关闭时的气缸容积;k为压缩时的绝热指数。
因启动时转速很低( n%26lt;100 r.min-1) ,气体压缩相对缓慢,绝热指数k 约为1. 1～1.2。冷机时活塞环与气缸间隙较大,压缩过程漏气,因此压缩比小于理论值。
根据Sofim8140.43N型直列四缸柴油机的参数(见表1)对Tcomp进行了计算,结果如图2所示。图2中将转角为0定义为第1缸上止点位置,阻力矩小于0表示此时气体压力驱动曲轴旋转。由图2可以看出:在转角为90°左右时,气体压缩阻力矩为0,曲轴处于平衡态;随着曲轴继续转动,需要克服的压缩阻力逐渐增大,直至转角为160°(上止点前20°)达到最大值。文献[7]中对Ford V6 型发动机(排量为4L)也进行了类似的计算和分析。
表1 柴油机参数
Tab.1 Parameters of Diesel Engine
图2 缸内气体的压缩阻力矩
Fig.2 Resistance Torque Caused by Compression of In2cylinder Gas
可见,启动发动机所需的最小转矩除需克服摩擦扭矩Tf外,还需提供足够的扭矩用于越过压缩阻力矩峰值。尽管进行了理论分析,但由于启动转矩受环境温度、机油型号、气缸磨损漏气等情况影响,仍需进行启动倒拖试验。试验结果表明,使用190 N .m力矩可将发动机在0.55s左右启动至600r.min-1。根据上述理论模型经仿真计算得到的结果与试验结果相当接近,如图3所示。图3中,扭矩上升速度受到逆变器控制的限制,如果进一步放开上升速度,将会进一步缩短启动时间。
图3 发动机启动试验结果的比较
Fig.3 Result Comparisons of Engine Cranking Experiment
2 最大功率
系统最大功率的确定直接决定了电机、逆变器、电池等部件的设计功率,间接决定了布置形式、外形尺寸和系统质量。对于轿车混合动力系统,应在满足系统功能的基础上实现最优化设计,使得系统尽量轻量化和紧凑。这主要决定于2个功能:电动助力和制动能量回收,与车辆参数和驾驶循环相关。
从传动系输出到车轮的驱动功率和制动功率的计算公式分别为
Ptrac=ωR( Fair + Fgrad + Ffric + mveh aacc ) (9)
Pbrk=ωR ( mveh zbrk - Fair - Fgrad - Ffric ) (10)
式中:ω、R 分别为轮胎角速度和半径; Fair为风阻;Ffric为滚动阻力; Fgrad为道路坡阻; mveh为整车等效质量; aacc、zbrk为车辆加速度和制动强度。
从式(9)、(10)可以看出,车辆加速时从传动系输出到车轮的驱动功率为车辆加速功率加上风阻、滚动阻力等道路消耗。而车辆制动时所需要的制动功率为总制动功率减去道路阻力制动功率。
针对Ford Explorer SUV ,分别采用美国UDDS城市驾驶循环和HWFET高速驾驶循环对施加于车轮的驱动功率和制动功率进行统计,结果见图4～7。
由图4、5可见:在城市工况中,0kW 附近的小功率输出占了很大比例,对于加速过程,15kW的输入功率即可以满足大部分情况要求,制动过程的功率需求为10kW。
由图6、7可见在高速工况中,功率统计分布明显向驱动方向移动,加速过程中,20～30kW的输入功率即可满足大部分要求,制动过程需要10kW左右。
因此,确定ISG的连续功率为15kW ,峰值功率为20kW。
3 设计实例和仿真结果
按照上述方法所述,ISG混合动力系统的设计参数如表2所示,其电力系统采用高压蓄电池直接连接。
表2 ISG系统设计参数
Tab.2 Design Parameters of ISGSystem
首先,对原车及2种改装车进行了动力性、经济性仿真,车辆参数见表3,PSAT仿真所采用的策略见表4,仿真结果见表5 (括号内为相比于原车的变化幅度)。
表3 Ford Explorer SUV车辆参数
Tab.3 Vehicle Parameters of Ford Explorer SUV
表4 仿真所用策略
Tab.4 Simulation Strategy
表5 动力性、经济性仿真结果
Tab.5 Simulation Results of Drivability and Economy
搭载了136kg货物的原车0～100km.h-1加速时间为10.6s。整车的百公里油耗在城市和高速路循环分别为13.4 L和8.3L。为了分别分析柴油动力源和ISG混合动力源对经济性的贡献,首先用柴油机替代原车的汽油机。由于柴油机最高转速比汽油机低,将主减速比由3.55减低至3.20。经过性能仿真,若要达到原车10.6s的加速时间,需要安装140kW的柴油机,排量为3.7L。基于原106 kW柴油机参数,通过相似性原理等效率放大得到柴油改装车参数。改装为柴油车后,整车的百公里油耗在城市循环和高速循环分别下降了28%和24% ,而最大加速度和最大爬坡度分别提高了12%和24%。
安装了ISG混合动力系统后,柴油机功率可以进一步减小。通过性能仿真,若要达到10.6s的加速时间,只需117kW的柴油机。发动机排量下降至3.1L。与原车相比,百公里油耗在城市循环和高速循环分别下降了35%和27%,与柴油改装车相比分别下降了10%和3%。
仿真结果显示,对于城市循环,经济性35%的改善中有28%来源于柴油机替代汽油机,有7%来源于ISG系统。而在高速循环中,ISG的贡献更少。因此ISG对柴油机的经济性贡献不大,应更注重其在改善排放上的潜力。
4 结语
(1) 启动扭矩的主要部分为气体压缩阻力矩。气体压缩阻力矩的计算中需要考虑气缸的漏气和换热,因此等效压缩比小于实际压缩比。
(2) 由于车辆的风阻、滚动阻力等自制动效应,在统计上传动系输出的驱动功率大于制动功率。
(3) 城市工况中存在大量制动过程,对制动功率的要求大于高速工况,高速工况中则要求更大的驱动功率。
(4) 城市工况中,柴油ISG系统的油耗比传统汽油机系统有35%的改善,其中28%来源于柴油机,7%来源于ISG混合动力。
(5) ISG系统在柴油机上对经济性的改善不显著,应将其重点放在对排放的改善上。
参考文献 :
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