双电机前后轴独立驱动电动车模式切换冲击度的测试分析∗

高 松，孙宾宾，王鹏伟，李军伟，李研强

(1.山东理工大学交通与车辆工程学院，淄博 255000； 2.山东省科学院自动化研究所，济南 250013)

双电机前后轴独立驱动电动车模式切换冲击度的测试分析∗

高 松1，孙宾宾1，王鹏伟1，李军伟1，李研强2

(1.山东理工大学交通与车辆工程学院，淄博 255000； 2.山东省科学院自动化研究所，济南 250013)

为研究双电机前后轴独立驱动电动车驱动模式切换过程的平顺性问题，搭建了双电机测试平台，设计了包括转速、转矩和协调控制时间的三因素试验方案，测试了单电机向双电机(单/双)、双电机向单电机(双/单)和单电机向单电机(单/单)3种模式切换的冲击度，分析了三因素主效应和交互效应的特征规律，归纳了双电机前后轴独立驱动电动车模式切换冲击度的关键影响因素，提出了降低冲击度的措施。结果表明，3种模式切换中，单/单电机模式切换过程的冲击最为严重；而3种因素中，协调控制时间对冲击度的影响最为显著；通过控制模式切换过程中双电机转矩分配系数变化率，可有效减小双电机前后轴独立驱动电动车模式切换的冲击度。

双电机前后轴独立驱动电动车；平顺性；冲击度；协调控制

前言

发展安全、高效的电动汽车是解决我国当前能源危机与环境污染两大问题的关键路线之一[1-2]。其中，一类双电机前后轴独立驱动电动车(front-andrear-motor-drive electric vehicle，FRMDEV)由于能够依据车辆工况实现单独前电机、单独后电机或双电机联合驱动，为车辆动力性、经济性和稳定性等提供了更大优化自由度[3]。针对FRMDEV驱动经济性，文献[4]和文献[5]中分别就动力系统参数匹配和驱动转矩优化分配开展了研究；针对FRMDEV行驶稳定性，文献[6]中提出了可兼顾车辆操纵性、横向稳定性和侧翻特性的控制策略。文献[7]～文献[9]中提出了可避免轮胎滑转的驱动及制动力控制策略。总体而言，目前针对FRMDEV的研究主要集中在经济性优化、稳定性控制等方面，而有关FRMDEV驱动模式切换过程所涉及平顺性问题的研究，鲜见报道。

对于混合动力系统而言，发动机与电机转矩响应时间常数的显著差异，是引起模式切换冲击的根本原因[10-11]。根据不同模式切换特征规律，通过协调控制发动机与电机的转矩耦合，能够有效缓解混合动力系统模式切换冲击问题[12-14]。不同于混合动力系统，FRMDEV前、后电机转矩响应时间常数相差极小，因此，FRMDEV驱动模式切换过程是否存在冲击度偏大问题，以及若存在上述问题，其产生机理、关键影响因素和有效解决方案等目前仍不十分明确。

为研究FRMDEV模式切换过程平顺性问题，本文中设计了双电机测试平台，测试了单/双、双/单、单/单模式切换冲击度变化规律，分析了转速、转矩和协调控制时间主效应与交互效应的显著性，明确了FRMDEV模式切换冲击度的关键影响因素，并提出了优化方案。

1 FRMDEV冲击度理论模型

图1为典型的双电机前后轴独立驱动方案[15]。其中，整车控制器通过CAN总线完成与前、后电机控制器(motor control unit，MCU)和电池管理系统(batterymanagement system，BMS)的通信，并依据所监测的车辆及部件状态参数，结合实时转矩分配策略，实现单独前电机、单独后电机或双电机联合驱动控制。

由图1可见，当FRMDEV进行驱动模式切换时，以模式1(单独前电机驱动模式)向模式3(单独后电机驱动模式)切换为例，该切换过程涉及前电机转矩的退出和后电机转矩的接入，模式切换冲击度可定义为

式中：j为冲击度；Ffm1_l，Ffm1_r分别为左前轮、右前轮处驱动力；Frm3_l，Frm3_l分别为左后轮、右后轮处驱动力；δ为质量换算系数；m为整车质量；Ff，Fw，Fi分别为滚动阻力、风阻和坡道阻力，由于模式切换过程极短，切换过程中可假定三者不变。

图1 FRMDEV动力系统

分析式(1)可知，前、后车轮驱动力合力变化率与车辆冲击度间存在线性关系。不过，若从更深层面探究模式切换冲击度产生原因，进一步可推导模式1向模式3的切换冲击度为

式中：if，ir分别为前、后减速器减速比；ηtf，ηtr分别为前、后传动系统机械效率；R为车轮半径；Tfm1，Trm3分别为前、后电机输出驱动转矩。

分析式(3)可知：(1)前、后电机转矩和的变化是影响FRMDEV模式切换冲击度的关键；(2)通过测量前、后电机实时输出转矩，可计算FRMDEV模式切换冲击度。为此，设计了如图2所示的双电机测试平台，通过测量左、右电机转矩之和(模拟实车前、后电机转矩之和)，可确定模式切换冲击度。

图2 双电机测试平台

2 模式切换试验设计

2.1 测试平台设计

双电机测试平台主要包括如下部分。

(1)电源系统 电源系统主要包括变压器和大功率直流电源，前者为电力测功机提供380V交流电；后者为被测电机提供可调直流电。

(2)控制系统 控制系统硬件部分主要包括上位机、工控机、电力测功机和电机控制器；基于Lab-VIEW RT开发了控制软件，可实现转速、转矩和道路工况模拟等控制。如图3所示，通过参数设置模块，软件可模拟车辆风阻和滚动阻力等外界阻力，为电力测功机加载控制提供参考依据。

(3)通信系统 基于SAE J1939协议开发了CAN通信协议，用于实现工控机、被测电机和电力测功机间的通信；大功率直流电源、主轴转矩传感器与工控机间采用串口通信；上位机与工控机采用LAN通信。

图3 平台参数配置模块

(4)执行机构 执行机构主要包括被测电机、测功机和减速器等，如表1所示。其中，减速器为双输入单输出结构形式，双输入端减速比均为4.98∶1，能够实现单电机或双电机转矩传递，模拟FRMDEV不同驱动模式；主轴转矩传感器测量精度为±0.3%FSR，可用于测量不同模式切换过程中减速器输出端实时转矩变化规律。

表1 平台部件/系统部分参数

2.2 试验点设计

为研究不同工况下，FRMDEV模式切换冲击问题，对于单/双、双/单和单/单电机3种切换模式，设计了如表2所示的三因素试验方案。其中，选择电机转速和车辆需求转矩Td来表征车辆工况特征。其中，转速的3个水平为500，1 500和3 000r/min。

表_2 模式冲击度测试试验表

依据单/双电机模式切换边界，对因素Td进行水平设计。试验结果如图4所示，基于双电机测试平台，测试得到500，2 000和3 500r/min单电机和双电机平分转矩驱动模式下，系统功耗随Td的变化规律(电机温度≈60℃)。从驱动经济性层面考虑，单电机及双电机模式下的功耗曲线交点即为对应转速下的单/双电机切换边界。

图5给出了不同温度组合下，单/双电机模式切换边界条件。依据测试结果，考虑设计余量，对于500和1 500r/min转速水平，因素Td设计为50，60和70N·m；3 000r/min转速下，因素Td的设计为40，50和60N·m。

为研究转矩协调控制对模式切换冲击度的影响规律，基于上述转速、转矩水平设计方案，提出了如图6所示的双电机转矩协调控制方法，即通过控制前后电机转矩分配系数β变化率来协调控制模式切换过程中转矩的波动。该方案具有控制变量少，控制方法简单等优点，易于工程应用。

图4 单电机和双电机驱动模式下系统功耗特征规律

图5 单/双电机模式切换边界

模式冲击度测试试验表如表2所示。上述试验设计的目的是：(1)通过对比控制时间为0和0.5s时的冲击度，研究有/无协调控制对切换冲击度的影响；(2)通过对比控制时间为0.5和1.0s时的冲击度，研究在有协调控制的前提下，控制时间长短对切换冲击度的影响。最终解决两个问题：一是是否需要协调控制；二是若需要协调控制，协调控制时间是否有显著影响。

图6 双电机转矩分配协调控制机制

3 试验结果分析

3.1 因素主效应特征规律分析

主效应分析的目的是：在其他变量(因素)不变前提下，单独考察某一变量的变化对因变量(响应)的影响[16]。因此，为探究FRMDEV不同模式切换过程冲击度(响应)的关键影响因素，依据三因素试验方案测试结果，绘制转速、负荷(转矩)和协调控制时间三因素主效应特征曲线，如图7所示。

其中，对于因素主效应计算，参考了如式(4)所示的数据处理方法。以单/单电机模式切换为例，表3给出了无协调控制时，不同测试工况下的冲击度峰值。取表3中冲击度峰值绝对值，并计算其平均值，最终确定单/单电机模式切换下无协调控制时的因素主效应。

图7 不同切换模式下的因素主效应规律

式中：j′为冲击度平均值；jimax为因素不同水平组合下的冲击度峰值。

表3 单/单电机模式切换下无协调控制时冲击度峰值_

分析图7中转速(因素1)、负荷(因素2)和协调控制时间(因素3)主效应特征规律，结果如下。

(1)不同模式切换过程中，因素1主效应最大值约为5.81m/s3，小于冲击度推荐限值10m/s3[12]；相比因素3，因素1主效应差异较小，尤其是单/双、双/单模式切换下，冲击度在不同转速水平下的变化很小。总体而言，转速因素的主效应为非显著。

(2)不同模式切换过程中，因素2的主效应最大值约为6.56m/s3，小于冲击度推荐限值10m/s3。且单/双、双/单模式切换下，因素2的主效应差异很小。因此，转矩因素的主效应为非显著。

(3)不同模式切换过程中，因素3的主效应最大值约为9.917m/s3，已接近冲击度推荐限值10m/ s3。且因素3在中、低时间水平下的主效应存在显著差异，说明有无协调控制对冲击度的影响最为显著。不过，高时间水平下，因素3主效应差异很小，说明在引入协调控制的前提下，协调控制时间对冲击度的影响很小。总体而言，相比转速、转矩，协调控制时间因素的主效应呈显著性。

3.2 因素交互效应特征规律分析

因素交互效应主要是指，两个或者两个以上变量相互依赖、相互制约，共同对响应的变化产生影响[16]。如上所述，不同切换模式下，已确定协调控制时间主效应为显著性，属于模式切换冲击度的关键影响因素。不过，协调控制时间对冲击度的影响是否会因转速或转矩水平的不同而有显著差异，仍不得而知。因此，有必要研究协调控制时间与转速、协调控制时间与转矩间的交互效应。

对于因素交互效应计算，以协调控制时间与转速交互效应为例。首先，取转速水平为500，1 500和3 000r/min；然后，分别绘制各转速水平下协调控制时间主效应图；最后，对上述各主效应图进行叠加，得到交互效应特征曲线，如图8所示。由图可得如下结果。

(1)协调控制时间在0～0.5s水平下的变化会引起冲击度的显著改变；而在0.5～1s水平下变化时，冲击度变化很小。上述交互效应特征规律进一步论证了协调控制主效应为显著性。

图8 不同切换模式下因素的交互效应规律

(2)单/双、双/单模式切换过程中，转速、转矩变换不会对冲击度造成明显影响；不过，单/单模式切换过程中无协调控制时，转矩因素变化会引起冲击度显著改变。

(3)总体而言，单/双、双/单模式切换下，协调控制时间与转速、转矩的交互效应为非显著；而单/单模式切换下，尤其是无协调控制时，协调控制时间与转矩的交互效应呈现显著特性。

3.3 模式切换冲击度机理分析

依据上述三因素主效应、交互效应特征规律，可知：(1)无协调控制下，单/单电机模式切换冲击度问题最为严重；(2)无协调控制下，单/单电机模式切换过程中，负荷对冲击度的影响较为显著；(3)有无协调控制对模式切换冲击度的影响最为显著。针对上述3类模式切换冲击度规律，下面对其产生的机理进行分析。

3.3.1 单/单电机模式切换冲击度显著性原因分析

为阐明单/单电机模式切换冲击度显著性原因，转速水平500r/min、转矩水平50N·m时模式切换引起转矩的波动和冲击度的变化，如图9(a)和图9 (b)所示。由图可见：不同模式切换过程中，减速器输出端转矩存在突变现象，进而引起模式切换冲击度问题；与单/双、双/单模式切换相比，单/单电机模式切换过程的转矩突变问题最为严重，这是造成单/单电机模式切换冲击严重的主要原因。

图9(c)～图9(e)为不同切换模式下转矩的变化。由图可见：与单/双、双/单电机模式切换相比，单/单电机模式切换初期，接入电机转矩的增长率(C2所示区域)明显低于退出电机转矩的下降率(C1所示区域)，造成电机1与电机2转矩变化不协调，从而引起模式切换冲击度问题。因此，模式切换过程中双电机转矩变化不协调是造成减速器输出端转矩突变的根本原因。

3.3.2 负荷交互效应显著性原因分析

为阐明单/单模式切换过程中负荷交互效应显著的原因，以转速水平1 500r/min、无协调控制为例。如图10(a)～图10(c)所示，相同的协调控制时间和转速水平下，随转矩水平的提高，转矩突变问题逐渐加剧，冲击度逐步增大。

产生上述现象的主要原因是：随着负荷水平的提高，直接模式切换初期，接入电机转矩增长率与退出电机转矩下降率的差异逐渐增大，双电机转矩不协调问题逐步恶化，这是造成负荷交互效应显著的根本原因，如图10(d)～图10(f)所示。

3.3.3 协调控制因素主效应显著性原因分析

为明确协调控制时间主效应显著性原因，图11示出转速水平为1 500r/min、转矩水平为70N·m时单/单电机模式切换过程中有无协调控制对冲击度的影响。

图9 不同切换模式下电机响应对冲击度的影响规律

图10 单/单电机模式切换过程中转矩对冲击度的影响规律

由图11(a)和图11(b)可见：与直接模式切换控制(无协调控制)相比，通过控制模式切换过程的双电机转矩分配系数变化率，可显著改善模式切换过程转矩中的突变问题，进而有效减小模式切换冲击度；协调控制时间为0.5s时，模式切换冲击度约比直接模式切换降低59.01%。

由图11(c)和图11(d)可见：与直接切换模式相比，协调控制时间为0.5s时，接入电机转矩增长率与退出电机转矩下降率的差异显著减小，从而有效缓解模式切换冲击度问题，这是协调控制因素主效应显著性的根本原因。

4 结论

(1)对于FRMDEV而言，与单/双、双/单电机模式切换相比，单/单电机模式切换过程的冲击度最严重；而有/无协调控制对模式切换冲击度的影响比转速和转矩的影响更为显著；在引入协调控制的前提下，协调控制时间对冲击度的影响很小。

图11 单/单电机模式切换过程中有无协调控制对冲击度的影响规律

(2)不同模式切换过程中，如无协调控制，接入电机转矩的增长率会明显低于退出电机转矩的下降率，前后动力系统转矩之和存在突变问题，这是造成模式切换冲击度的根本原因。

(3)与直接切换模式相比，通过控制模式切换过程中转矩分配系数变化率，能有效缓解模式切换过程中的转矩突变问题，显著降低模式切换冲击度。

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An Experimental Analysis on Mode-switch Jerk of Front and Rear Motor Drive Electric Vehicle

Gao Song1，Sun Binbin1，W ang Pengwei1，Li Junwei1＆Li Yanqiang2
1.School of Transportation and Vehicle Engineering，Shandong University of Technology，Zibo 255000；2.Shandong Academy ofSciences Institute of Automation，Jinan 250013

To study and improve the ride comfort of a front-and-rear-motor-drive electric vehicle(FRMDEV)，a dual-motor test platform is developed.First of all，a test scheme is devised covering three factors(motor speed，motor torque and coordinated control time)，and the jerks in threemode switch schemes(from singlemotor to dualmotors，from dualmotors to singlemotor and from singlemotor to singlemotor)aremeasured respectively. Then based on test results，the features ofmajor effect and interaction effects of three factors are analyzed.Finally，the key factors affecting themode-switch jerk of FRMDEV are summed up and ameasure for reducing jerk is proposed.The results show that among threemode-switching schemes，the shock in the switching process from single motormode to singlemotormode ismost serious，and the effect of coordinated control time on jerk ismost significant in three factors.Accordingly by controlling the changing rate of torque distribution coefficient between front and rearmotors in mode-switching process，mode switch jerk can be effectively reduced.

front and rear motor drive electric vehicle；ride com fort；jerk；coordinated control

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.05.012

∗国家863计划(2012AA110305)、山东省自然科学基金(ZR2015EM054)和山东省重点研发计划(2015GGX105009)资助。

原稿收到日期为2016年8月29日，修改稿收到日期为2016年12月18日。

孙宾宾，博士，E-mail：Sunbin_sdut＠126.com。