电控自动变速器升挡转矩相控制策略

张 涛，陶 刚，陈慧岩

(北京理工大学机械与车辆学院，北京 100081)

前言

1970年第13届国际汽车工程师学会(FISITA)首次提出液力自动变速器换挡过程一般可分成:低挡、低挡转矩相、惯性相、高挡转矩相和高挡5个阶段［1］。由于实际换挡操作中充放油离合器交替工作，升挡过程中的高挡转矩相和降挡过程中的低挡转矩相一般不存在。对于依靠离合器到离合器换挡的自动变速器升挡过程，当待接合离合器开始传递转矩时，转矩相开始;转矩相期间输入转矩从待分离离合器逐渐传递到待接合离合器，当待分离离合器开始滑摩，即其主被动片转速不等时，升挡过程进入惯性相，而转矩相结束。在转矩相只有转矩的重新分配，变速器的速比没有变化。

转矩相控制的核心在于两个换挡离合器传递转矩的平稳过渡，包括换挡离合器的充放油控制和二者交替的定时控制。前者旨在减小换挡冲击，后者解决的是两个元件传递转矩的合理分配，避免造成明显动力中断或挂双挡的现象。

转矩相控制的一个难点在于没有可靠的状态量作为反馈来构成闭环。文献［2］中提出用转矩传感器采集离合器传递转矩的闭环控制，由于成本和安装使用中的可靠性问题，这种方法在实际产品上很少应用;文献［3］中提出对涡轮轴转速信号进行1阶Butterworth滤波处理作为反馈控制量构成闭环，但由于转矩相涡轮轴转速变化较小，考虑采集和处理过程中的潜在误差，用涡轮轴转速或其变化率作为转矩相的控制参数并不现实。转矩相控制的另一个难点是换挡离合器的搭接，传统控制采用充油离合器等斜率接合，放油离合器预先标定的开环控制，初始控制指令和上升斜率均由标定的方法得到。其问题在于:(1)需要大量的标定试验以确定合适的初始控制参数;(2)没有考虑待接合离合器开始传递转矩瞬间和转矩相结束时待分离离合器滑摩瞬间的换挡冲击;(3)开环标定应用于高动态换挡过程时，随着时间的延长或工况的变化，标定好的参数不能根据这些变化调整，鲁棒性差。

本文中在对转矩相动力学特性进行分析的基础上，基于减小换挡冲击的要求提出转矩相的理想控制目标和相应的控制策略与方法。

1 动力换挡系统模型

图1为简化的动力换挡系统模型，包括发动机、变矩器、变速机构和整车负载。由电磁阀和双边阀组成的电液缓冲阀接收控制器的控制信号对换挡离合器A的放油分离和离合器B的充油接合进行控制，从而完成升挡操作。

假设动力传动系统由无惯性的弹性环节和无弹性的惯性环节所组成，并忽略轴的横向振动、系统间隙和阻尼、轴承和轴承座的弹性以及齿轮啮合弹性，将整个动力传动系统分为发动机—泵轮、涡轮—离合器主动片和离合器被动片—车辆负载3个组件，它们在升挡过程转矩相阶段的动力学关系为

式中:Te、Tp、Tt、TA、TB和 To分别为发动机、泵轮、涡轮、待分离与待接合离合器转矩和输出轴转矩;Ie、It和Iv分别为发动机、涡轮和整车的惯量;ωe、ωt和ωo分别为发动机、涡轮和输出轴的角速度;iin为输入轴到两个离合器主动片的传动比;iao和ibo分别为A和B离合器的被动片到输出轴的传动比。

变矩器泵轮和涡轮轴转矩可由液力变矩器静态特性计算得到:

式中:λ为泵轮能容系数;D为变矩器有效圆直径;np为泵轮转速;Cp为泵轮转矩系数;K为变矩器变矩比。

转矩相期间换挡离合器摩擦因数变化较小，因此可假设离合器压力和转矩之间为线性关系，则换挡离合器传递的摩擦转矩为

式中:μc为离合器摩擦因数;z为摩擦片副数;rc为等效摩擦半径;p为油缸工作压力;S为作用面积;F0为离合器开始工作瞬间活塞的总压力;ktp为压力-转矩间的等效线性系数;ctp为对应的等效常系数。

2 转矩相动力学分析

由于转矩相只有转矩的重新分配，涡轮轴转速和输出轴转速变化较小，忽略路况变化和轮胎滑转等因素，变速器各构件的转速关系满足:

式中:ia、ib分别为升挡前后变速器传动比;Δωa、Δωb分别为A、B离合器主被动片的角速度差。

将变速器输入输出轴的转速关系代入可得A离合器传递转矩TA和输出轴转矩To:

式中:Ka、Kab分别为与涡轮轴和车辆惯量及速比相关的常数，Ka=It+Iv，Kab=iaibIt+Iv。

可见由于涡轮轴转矩和负载转矩近似为常量，随着待接合离合器传递转矩的增大，待分离离合器传递转矩逐渐下降，输出轴转矩也随着待接合离合器的接合线性下降。

以涡轮转矩和负载转矩作为输入，待接合离合器传递转矩作为控制量可得转矩相状态方程为

3 理想转矩相控制目标

换挡过程的评价包括换挡平顺性、离合器滑摩、换挡噪声和燃油经济性等各方面因素。从改善换挡平顺性的角度出发，本文中提出转矩相的控制目标并制定控制策略。冲击度，即车辆纵向加速度的变化率，被广泛用作换挡平顺性的评价指标［4］。由冲击度的定义并结合式(8)可得

可见，冲击度与待接合离合器传递转矩的变化率线性相关。如图2(a)所示，传统转矩相控制充油离合器等斜率接合，容易在转矩相开始时(位置1)和转矩相结束时(位置2)发生较大的换挡冲击，而且采用开环标定的方法，工况的变化有可能导致两个离合器同时滑摩(位置3)，加剧离合器摩损。因此针对传统控制的问题，基于降低换挡冲击的要求提出理想控制目标，如图2(b)所示。

在转矩相开始时刻要求输出轴转矩及其1阶导数连续，以避免待接合离合器开始传递转矩瞬间引起过大冲击。而理想的快速充油控制可保证此时待接合离合器转矩本身为零，因此只须控制转矩相开始时刻待接合离合器摩擦转矩的1阶导数为零。

在转矩相期间，输出轴转矩的变化率与待接合离合器的转矩变化率呈线性关系，须保证待接合离合器传递转矩的变化率不要过大，由于待接合离合器传递转矩变化不大，因此可通过设置转矩相时间来保证转矩相期间的冲击度不超过允许值(图2(b)虚线部分，一般认为冲击度小于10m/s3时，对人的冲击感觉可忽略不计［5］)。

在转矩相结束时刻t3要求To-(t3)=To+(t3)，前者由式(6)可知与待接合离合器传递转矩相关;而待分离离合器传递摩擦转矩由式(4)算得，与待分离离合器的放油控制直接相关。由于分离离合器对滑摩条件比较敏感，且开始滑摩瞬间动静摩擦因数变化造成摩擦转矩的不连续性也造成放油控制的困难。控制不好会出现挂双挡或明显的动力中断，严重恶化换挡品质。而令转矩相结束时刻待分离离合器传递转矩和摩擦转矩均为零，可避免在惯性相两个离合器同时滑摩的同时满足输出轴转矩的连续条件，降低了发生动力中断和挂双挡的可能性。

将待分离离合器传递转矩为零代入式(6)可得待接合离合器转矩相结束时刻应传递的转矩为

文献［6］和文献［7］中从离合器滑摩的角度提出离合器接合的无冲击条件，即在放油离合器分离瞬间，为避免造成冲击，须保证放油离合器主被动片转速的变化率相同，即

经算式的推演可知此条件其实与式(10)相同。

4 转矩相控制策略

转矩的变化能较直观地反映换挡品质的优劣，但由于油压或转矩传感器的造价高、可靠性差和安装困难，电控自动变速器一般都用转速信号作为控制器的状态变量［8］。而且由于转矩相涡轮轴转速变化很小，考虑到采集和微分误差，基于转速信号设计闭环控制系统稳定性太差［9］。因此根据理想转矩相的控制目标，在转矩相采用开环模型参考自适应控制方法。

理想转矩相控制，待接合离合器在t2和t3时刻传递转矩变化率为零，在转矩相期间等斜率上升，考虑实际开环控制中转矩相较短而且没有反馈信号，为简化控制过程，通过设定两种不同的斜率构造出一个在起始阶段tt1和结束阶段tt3变化率α1非常小，转矩相期间tt2斜率α2较大的折线代替理想待接合离合器传递转矩曲线，如图3所示。

因此在转矩相充油接合过程中，须确定的控制参数包括时间控制参数tt1、tt2、tt3和控制指令变化斜率控制参数 α1、α2。其中 tt1、tt3和 α1都很小，不会对控制过程造成太大影响。考虑到换挡冲击产生的主要原因，转矩相控制指令的初始值和终值才是控制的关键。转矩相初始值属于快速充油阶段的控制结果，可在快速充油阶段通过自适应控制对其进行修正［10］;而理想转矩终值在tt2确定的前提下可通过修正转矩相期间的控制指令上升斜率α2得到。

换挡用电磁阀输入控制指令与输出油压phsv之间在其工作区域内可认为是线性的，忽略双边节流滑阀到换挡离合器之间的压力损失，忽略转矩相tt1和tt3时间内待接合离合器传递转矩的变化，控制指令τ上升斜率α2的计算式为

式中:ktτ为与变速器特性相关，从控制电流到离合器传递转矩的线性系数;ctτ为对应的常系数。

考虑转矩相期间涡轮转速和输出转速变化较小，可用转矩相开始时的涡轮轴转矩和等效负载转矩来估计转矩相结束时刻的值，用来计算结束时的控制目标，因此式(13)变为

式中:θ1为考虑转矩估计误差和执行机构的线性系数;θ2为离合器、电液缓冲阀特性的常系数。

对于升挡过程中的放油控制，A离合器(此时为待分离离合器)的工作转矩随着B离合器(此时为待接合离合器)的接合逐渐下降;随着A离合器的放油，其摩擦转矩也逐渐下降。当A离合器传递转矩能力不足以传递其工作转矩时开始滑摩，逐渐分离。因此，在B充油的同时A放油，但要保证A的摩擦转矩大于其工作转矩，直到A的工作转矩为零或者接近为零时完全放油开始滑摩，换挡进入惯性相。为简化放油过程，设定放油下降斜率β1等斜率放油，当监测到A开始滑摩时，完全放油。

从式(6)可以看出放油的A离合器传递转矩的变化率β2与充油的B离合器的上升斜率成正比:

而放油控制斜率β1的初始值则根据转矩相初始压力pa1、初始接合压力pini和转矩相时间tt计算得到:

式中:kpp为从电磁阀压力到离合器压力的线性系数;kτp为从电磁阀控制指令到其压力的线性系数。

由于换挡控制系统是一个典型的非线性、时变系统，受多方面因素影响。在制定控制策略的过程中所做的线性假设也会影响到转矩相的控制结果，因此针对系统本身和外界环境的扰动，采用模型参考自适应控制，根据理想控制目标，提出参考模型，通过实际控制结果与参考模型的比较，用性能指标的偏差通过非线性反馈的自适应机构调节初始控制参数，如图4所示。

5 自适应控制器设计

由式(15)可知，在转矩相期间分离离合器的工作转矩与接合离合器的充油斜率呈线性关系，而离合器A摩擦转矩的下降是由β1主动控制的。对α2或者β1进行修正均能达到理想的控制目标，而由于实际控制中，相比于充油离合器受准备阶段快速充油结果的影响，放油离合器在转矩相之前处于稳定状态，因此选用α2作为待修正控制参数。

由前述理想转矩相控制目标可知，转矩相控制结束后，保证待分离离合器主被动片速差变化率为零，即等同待接合离合器在转矩相结束后达到理想转矩，为避免在理想点附近不必要的修正，设定待分离离合器速差变化率的控制范围为

转矩相开环控制进入惯性相后待分离离合器速差变化率满足:

转矩相控制结果是式(18)中等号右侧的第2项为零，第3项等于T*B(t3)，从而控制待分离离合器速差变化率为零，降低待分离离合器分离瞬间的换挡冲击。根据理想控制目标，将控制误差定义为

通过计算理想目标与实际控制的误差e，不断调整修正系数θ，使被控对象输出与理想模型的误差趋于零。根据待分离离合器速差的变化率定义李雅普诺夫V函数为

由李雅普诺夫判据可得待接合离合器控制指令上升斜率α2中的系数θ的自适应修正规律为

式中 θ =［θ1，θ2］T，将式(14)和式(18)代入可得:

式中ktτ＞0，可得自适应调整规律为

式中γ1和γ2为正自适应增益系数，代入式(22)得

李雅普诺夫函数1阶导数恒为负值，则待分离离合器速差的变化率误差是渐近稳定的，即当时间趋于无穷大时，待分离离合器速差变化率趋于理想范围，转矩相控制达到理想目标。

综上所述可得转矩相的控制流程，见图5。

根据理论计算和经验得到转矩相充放油的初始斜率，以α1等斜率充油、以β1等斜率放油tt1时间后，以α2等斜率充油直到监测到待分离离合器速差超出正常范围［-Δωlim，+Δωlim］或经过时间tt2后，待分离离合器仍没有分离，则继续以小斜率α1等斜率充油，直到检测到转矩相结束，在此期间，放油斜率不变;当监测到待分离离合器分离后，通过计算待分离离合器速差变化率的斜率与理想变化范围的误差来判断是属于明显动力中断还是挂双挡的工况，然后根据前述的自适应算法对充油控制指令上升斜率α2进行修正，达到调整转矩相充放油斜率的目的。

6 实车试验

以装在北奔2627K自卸车上的BF6M1015CP发动机和HD4070PR自动变速器为试验平台［11］，进行转矩相控制策略的验证试验。

以2挡升3挡为例，转矩相充放油控制的试验曲线见图6。图6(a)中的传统等斜率转矩相控制，导致转矩相结束后变速器速比变化率较大，输出轴转矩在转矩相结束时降到100N·m左右，动力中断明显，且在5.3s时由于输出轴转矩的换向导致冲击度较大;而图6(b)中新的转矩相控制在类似试验条件下采用变斜率控制，待接合离合器的油压变化平稳，有效降低了动力中断的感觉，输出轴转矩下降程度有所减轻，速比变化也较为平缓。

7 结论

依据动力传动系统和换挡平顺性的要求，重点考虑降低转矩相初始和结束时刻的换挡冲击，提出液力自动变速器升挡转矩相控制的理想控制目标。

考虑电液换挡系统特性，对理想目标做了简化，并提出升挡转矩相的开环自适应控制策略。

基于理想目标设计转矩相模型参考自适应控制器，对控制器参数进行修正，实车试验验证了所提出的控制策略可有效降低换挡冲击，自适应算法可以提高控制器的鲁棒性。

图7为控制器参数α2自适应修正试验对比曲线。可以看出，图7(a)中由于初始控制参数偏低，导致待接合离合器充油过慢，在31.25s左右涡轮轴转速急速上升，待分离离合器速差出现大于零的现象，转矩相提前结束，输出轴转矩降到零，换挡动力中断非常明显。经过几次修正后，如图7(b)所示，充油离合器指令上升斜率α2有所上升(由于实际电磁阀控制指令工作范围较窄的原因，斜率的变化不明显)，而待分离离合器速差变化率在转矩相结束后也趋于平缓，换挡冲击得到有效降低。

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