干式双离合器自动变速器起步滑模变结构协调控制及实时优化

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Slip M ode Variable Structure Coordinating Control and Real-timeOptimization of Launch for Dry Dual Clutch TransmissionZHAO Zhiguo HU Xiaotian JIANG Jiaolong WANG Qi ZHANG Tong(Clean Energy Automotive Engineering Center，Tongji University，Shanghai 20 1 804)Abstract：Based on the five-speed dry dual clutch transmission(DDCT)which is independently developed，the issue ofcoordinatingcontrol between engine an d clutch is investigated from the system level in order to adequately reflect the driver's intention andimprove the launch performan ce of car equipped with DCT，and engine speed an d clutch delivered torque in the laun ch process arequantified an d corresponding calculation form ulas are derived also.Considering the characteristic of physical configuration，fourdegrees-of-freedom(DOF)launch dynamics equations of DDCT with single interm ediate shaft are established，and two-DOFequations of slip-friction phase and one·-DOF equation of in-gear stable operation phase are respectively goRen after carrying onsimplifcation.Utilizing the predictive control thoughts an d genetic algorithm，target tracing curves of engine speed and vehiclevelocity are specified optimally online，slip mode variable structure(SMVS)servo control strategy of launch is designed to trackthese curves.Laun ch perform an ce of prototype Car with DCT is simulated un der diferent driving conditions on the Matlab/Simulinksoftware platform .The rapid prototyping experiments of SMVS laun ch strategy are conducted on the hardware-in-the-loop test benchof DCT control un it，which is built up independently.Simulation and test results ilustrate that the proposed sgrvo controler of SMVSnot only efectively embodies driverS intention and improves the laun ch performan ce of DCT prototype Car but also has strongrobustness to parametersvariations of car，it cal be applied for the launch control of automated mechanical transmission(AMT)inthemean time。

Key words：Dry dual clutch tran smission Launch Slip mode variable structure control Real-time optimization，Rapid prototyping experiment0 前言双离合器式自动变速器(Dual clutch transmit-·国家自然科学基金(51275355)I[N家重点基础研究发展计划(973计划，2011CB711200)资助项目。20111217收到初稿，20120610收到修改稿ssion，DCT)在 机械 式 自动 变速 器(Automatedmechanicalansmission。AMT)的基础上，对变速机构(包括输入轴、各挡齿轮对位置及中间轴)进行改造，并增加-套单片摩擦离合器及其作动机构，通过两离合器与发动机间的协调控制可有效解决AMT换挡时的动力中断问题，改善换挡品质并提高机 械 工 程 学 报 第 48卷第24期图 4中， 为发动机曲轴(含飞轮)及离合器主动盘的当量转动惯量；lc 为离合器 l从动盘及变速器输入轴 1(实心轴)及关联奇数挡齿轮当量转动惯量； 为离合器 2从动盘及变速器输入轴 2(空心轴)及关联偶数挡齿轮当量转动惯量；，瑚为变速器中间轴及其关联齿轮、主减速器主动部分的当量转动惯量； 为主减速器从动部分、差速器、半轴、车轮及整车等效至变速器输出轴的当量转动惯量；3、，酎 为 1、3、倒挡从动齿轮转动惯量； 、Ig4、， 为2、4、5分别挡主动齿轮转动惯量；～f5、/a分别为各前进挡及主减速器速比；Ce为发动机输出轴黏性旋转黏性阻尼；cc 为变速器输入轴 1的旋转黏性阻尼；C 为变速器输入轴 2的旋转黏性阻尼；为变速器中间轴旋转黏性阻尼；Cs为车辆半轴及轮胎等效到变速器输出轴上的当量旋转阻尼； 为发动机曲轴角速度； 为离合器 1从动盘盘(或变速器输入轴 1)角速度； ：为离合器 2从动盘盘(或变速器输入轴 2)角速度； 为变速器中问轴角速度 为变速器输出轴角速度； 为发动机输出转矩、 T：为离合器 1和 2所传递的转矩； 、为变速器输入轴 1和输入轴2对中间轴的作用转矩；、 为变速器中间轴对输入轴 1和输入轴的反作用转矩； 。、T 为变速器中间轴对输出轴作用及反作用转矩； 为折算到变速器输出轴上的车辆行驶阻力矩。

1.3 5速干式DCT起步动力学方程DCT起步可选择 1挡或者 2挡起步，若以 1挡起步为例，在起步过程，离合器 1状态先后历经空行程消除、半结合点前滑摩、半结合点后滑摩、同步后完全结合 4个阶段，半结合点后滑摩阶段的 4自由度动力学方程可表示为I 。 Cecoe -T11 Icl 1Cc，妙，rc1-rmo1 i，l 1 ( 77Ig7) CmC% -T 。( ) -式中 f(a， )Lm1rmo17。 fa7。 V 尺1≤1≤coe( V2 inOm dt)]尺w： 1 ± ±m r。

- - 发动机节气门开度f(a， )--发动机输出转矩非线性函数7--变速器各轴及主减速器机械传动效率- - 离合器 1摩擦片间的动摩擦因数R， --离合器 1摩擦片内外盘半径xI--离合器 1行程F(x1)--离合器 1压盘正压力函数- - 离合器完全接合后传递转矩m--车辆质量g--重力加速度厂--滚阻系数V--车速Cd--风阻系数- - 迎风面积0--道路坡度- - 旋转质量换算系数- - 车轮半径为方便设计控制器，进-步假设变速器输入轴、中间轴及输 出轴之 间 的运 动关系 满足 COs/ai1 ，则图4所示的DCT动力学模型可进--步简化图 5所示的模型。

图5 简化后 DCT动力学模型对式(1)进行简化，可得 2自由度动力学方程Ie d)e"[-Ce( -Oe：-Te。-T-c llo rc i (2) l式中 ia f1 72 ，s( 1) 7 1i.2i 27 ，g2i 2i 2，7 4f4fa.2i2 ，g5i 2i 27coCsCm.a277Cc1il2ia2当离合器完全接合后，r 。由于r 不再F砰-砰，， ，. .。. 。。

.-/J 砖2012年 12月 赵治国等：干式双离合器自动变速器起步滑模变结构协调控制及实时优化 91是-个可控量，而是-个因变量，与发动机输出转矩以及车辆行驶阻力有关，满足， ： 二 竺 墨± (3) fef fa ～可将式(2)进-步简化为单自由度动力学方程cd fe- (4)式中 ，d，s( ) rl( 。 )qq 71 ： 77 叩 7Cd Cscm r/(c 1Ce，x.12.a2 r/综合式(2)、(4)可见，离合器半接合点后起步过程 DCT动力学模型可视为混合模型，即包括 2自由度滑摩过程模型和单自由度稳定运行模型，模型切换的条件为 ，下文的控制器将据此混合模型进行设计。

2 干式DCT起步协调控制及优化2.1 起步过程控制目标DCT起步过程控制目标如下。

(1)要充分反映驾驶员起步意图，即根据加速踏板开度及其变化率，可使驾驶员获得不同起步感受。

(2)满足冲击度和滑摩功要求，在使冲击度满足起步舒适性要求的前提下(德国标准冲击度 J≤加速踏板位移 当量 I位移 l计算 I10 m/s。，中国标准，≤17.64 m/s3 )，尽量减鞋摩功。

(3)要考虑起步对发动机工作状态的影响，即至少保证起步过程发动机不熄火。

2.2 起步控制器设计架构起步控制器采用分层设计架构，如图6所示，其中上层控制器用于确定起步过程离合器最佳传递转矩和发动机目标转速(或转矩)，下层控制器通过执行机构实施离合器转矩伺服控制和发动机转矩(或转速)闭环控制。按照控制器依次被激活的顺序，上层控制器又可分为起步滑摩过程控制和同步后接合过程控制两个部分。其中滑摩过程控制是起步控制的核心，基于 2自由度滑摩过程模型设计，将实现驾驶员起步意图的识别、发动机转速闭环控制等功能。而同步后接合过程控制，基于单自由度在挡稳定模型设计，主要作用是迅速将离合器接合至最大值，以避免发动机输出转矩的改变造成离合器主从动盘再次进入滑摩。同时调节发动机输出转矩，使其满足驾驶员需求转矩。尽管此时离合器主从动盘转速已经同步，但起步控制器并不给出起步完成信号，只有当发动机输出转矩达到驾驶员需求转矩后，起步控制器才给出 起步完成信号”。

l否定运行单自由度动力学模型离合器从动盘旋转角速度 1发动机实际旋转角速度 ：里 堕 竺兰茎l 目标- 离合器l 起步滑模过程控制图 6转矩控制模型离合器及其转矩控制发动机实际转矩离合器实际传递转矩 Tc干式DCT同步后-挡稳定运行单自由度动力学模型实际轮速起步控制器设计架构标 ---删92 机 械 工 程 学 报 第 48卷第 24期2.3 起步滑摩过程控制起步滑摩过程控制输入包括加速踏板位置、发动机转速及车轮转速等信号，输出包括离合器 1目标接合压力和发动机需求转矩。文中拟采用滑模变结构跟踪控制算法，分别求取离合器 1目标传递转矩与发动机需求转矩。

(1)目标控制量确定。起步目标控制量主要包括发动机目标转速和车辆目标冲击度，其中发动机目标转速的确定原则是在保证发动机有足够输出功率的情况下，使其与加速踏板开度及其变化率成正比关系，以反映部分驾驶员意图，车辆起步 目标冲击度也可反映部分驾驶员的起步意图。以发动机 目标转速和车辆目标冲击度作为驾驶员起步意图的衡量指标，可使DCT起步控制器的开发不受具体离合器执行机构物理特性的制约，从而提高起步控制器的通用性。

(2)跟踪控制器设计。基于发动机和 DCT简化模型，设计滑模变结构控制器，对目标发动机转速和 目标冲击度进行跟踪，得到发动机需求转矩和离合器 1目标传递转矩。

2.3.1 发动机 目标转速确定方法发动机目标转速确定原则如下。

(1)为防止发动机熄火和转速过高加剧离合器磨损，起步过程发动机目标转速应不小于发动机怠速转速(取 800 r/min)，并且应有-个最大值(设为2 000 r/min)。

(2)在 目标转速可选范围内，-方面，发动机目标转速应随加速踏板开度及其变化率而变，同时应保证发动机具有足够的输出功率以满足不同条件下的起步要求；另-方面，发动机目标转速的选择应使发动机尽量工作在其经济区域。

(3)当发动机实际旋转角速度与离合器从动盘旋转角速度差大于设定阈值△ 且离合器滑摩时间小于时间变量 时，发动机目标旋转角速度跟随加速踏板开度及其变化率动态调整。当旋转角速度差小于阈值 △ 或离合器滑摩时间大于时间变量 时，发动机目标旋转角速度固定为同步旋转角速度值( )，即发动机旋转角速度与离合器从动盘旋转角速度在同步时刻的旋转角速度。发动机目标旋转角速度 计算如式(5)和图7所示。

- J -Ftco(0)( - )≥△ f< 、 - (fS) 其他式中 ( )--发动机与离合器同步目标旋转角速度(0)--发动机怠速旋转角速度- - 发动机转速线性增长时间fs--离合器主从动盘同步时间△ --离合器主从动盘旋转角速度差设定阈值赵瑙 e样 e∞ 、 . ，//，/- / ：时间 r图7 发动机 目标转速的确定为方便反映驾驶员的意图并确定 (tf)，引入当量加速踏板开度 以综合加速踏板开度及其变化率信息，其与e(tf)问的关系如表 1所示。

Pv(f) ( )-I-kp(t) (6)式中 p(t)--加速踏板开度实际值fl(t)--加速踏板开度变化率加权因子表 1 发动机同步 目标转速值2-3.2 起步 目标冲击度的确定方法起步目标冲击度既要反映驾驶员起步意图，又要保证整个起步过程冲击度在合理的范围内。席军强等 把滑摩阶段分为三个部分，定性说明了在车辆开始起步和离合器主从动盘同步时刻的控制要点。GAROFALO等2刨推导了离合器主从动盘同步时刻的冲击度大小，显示它与同步前-时刻发动机与离合器从动盘角加速度之差成正比，即，-或(-) 音 [ (-)- (-)] (7)O O O 0 O O 0 O O O ∞ ∞ 加 如 ∞ ∞ ∞ ∞； i 2 圳Ⅷ珈 Ⅷ堋堋 堋 m加如∞如∞ 踮2012年 l2月 赵治国等：干式双离合器自动变速器起步滑模变结构协调控制及实时优化 93式中， (-)、陂为离合器从动盘同步前-、后- 时刻的加速度； (-)为同步前-时刻发动机加速度； 为折算到离合器从动盘的整车及传动系惯量。

由于传动系刚性假设，即 峻Rw ffaRw，车辆冲击度可等价到离合器从动盘冲击度。由式(7)可见，若同步前-时刻发动机与离合器从动盘角加速度之差等于0，就可保证同步时刻冲击度为0，该条件也被称为无冲击同步条件。由前文可知，当旋转角速度差小于阈值△ 或滑摩时间大于 时，发动机转速恒定在同步目标旋转角速度，故其角加速度为零。为实现同步时刻的无冲击，离合器从动盘旋转角速度和加速度也应是同步目标旋转角速度和0。

笔者将起步滑摩过程细分为三个阶段，确定了不同阶段的目标冲击度，并通过积分得到相应的目标加速度和目标车速，如图8所示。

、 怊是0Jp-]Js(a)目标冲击度(b)目标加速度(c)目标车速图8 起步三阶段划分及目标曲线第-阶段：0～fp时间段，目标冲击度 为正值，并且根据当量加速踏板开度值而变化，以反映驾驶员的起步意图。由于爬行起步的特殊性，即需要使离合器主、从动盘始终处于滑摩状态，并不以离合器主从盘转速同步为目标，文中不考虑爬行起步工况，仅根据当量加速踏板开度以及发动机输出转矩能力，将起步意图分成3种情况 ， ，如表 2所示。

表2 驾驶员起步意图第二阶段： ～ 时间段，此阶段 目标冲击度应为负数，主要任务是将车辆加速度降下来，以保证同步时刻离合器从动盘与发动机的转速和加速度- 致，分别为同步目标转速和零，以实现无冲击同步。理论上，可根据第-阶段不同的目标冲击度选择不同的值，但考虑到离合器主从动盘即将同步，为尽量减小起步过程总的滑摩功，该阶段目标冲击度 设为恒定值∩建立方程Js(ts- )0 (8)0.5jptp2j tv(t- )0.5 ( -tp) cO(ts)Rw (9)式中， 为滑摩第-阶段目标冲击度； 为第二阶段目标冲击度；co(ts)为 时刻离合器从动盘转速，即同步目标转速。

求解式(8)、(9)，可得tp √∞( ) /(o.5 -o.sj/Js) (10)ts- tp(1-Jp/Js) (11)根据滑摩初始时刻的当量加速踏板值，查表 1和表2得到同步目标转速和第-阶段目标冲击度后，就可以根据上述公式得到 ，fs的值，然后对 、连续两次积分，可得滑摩阶段离合器 1从动盘的目标转速 盯 (12) flfa (13)这里， 、fs都是以滑摩阶段开始时刻为坐标原点进行度量计算的。

第三阶段：时间大于 阶段，此时离合器主从动盘已经同步，DCT模型发生切换，即从滑摩模型向-挡稳定运行模型切换，滑摩阶段控制将不再起作用。为满足无冲击同步条件，该阶段的目标冲击度设为0，于是目标加速度也将为0，目标速度恒定。

2.3.3 目标值滚动确定及冲击度遗传优化第 2.3.2节所给出的发动机目标转速与起步目机 械 工 程 学 报 第 48卷第 24期标冲击度确定方法，虽可以保证起步过程中发动机不熄火和车辆起步的平顺性，且能部分反映驾驶员的起步意图，但也存在以下不足。

(1)表 1与表 2所确定的发动机同步目标转速和滑摩第-阶段目标冲击度仅使用滑摩起始时刻的当量加速踏板值，未考虑在整个起步滑摩阶段，当量加速踏板值的变化，显然与实际不相符。

为克服上述不足，以下借鉴预测控制思想，对目标曲线进行实时在线滚动优化设计，即每隔-段时间(即-个优化步长)，根据当前当量加速踏板值及车速等，通过对滑摩功进行极携得到 ( )、o)(ts)、tp、 和 。等，进而得到各目标速度曲线。

23-3.1 目标车速滚动确定算法每隔-个优化步长 ，就重新计算-次 目标车速曲线，且每-次计算时刻的车速和加速度都不等于 0，如图9所示，图9中 、 、V2和 表示t0、foAt、t02At和 3At时刻的目标车速。

时f.J t图 9 起步 目标车速滚动计算示意图 10显示了既定时刻 目标车速的计算方法，根据无冲击同步的条件，式(7)、(8)可重写为a(to)jptpjs(t- )0 (14)V( )口( ) 寺 [口(f0)j.tp(t-fp)1 。

÷ ( - ) co(t)Rw (15)式中， 为优化时刻；a(to)为优化时刻车辆加速度；v(to)为优化时刻车速：w(tf)为同步目标旋转角速度，它也会在每-次优化步长到来时根据虚拟加速踏板信号查表 1得到最新值。

总之，当每-个优化步长到来时，首先根据当前当量加速踏板值查表 l和表2得到同步目标旋转角速度We(tf)和目标冲击度值，再解式(14)、(15)得到 、 的最新值，继而根据式(12)、(13)得到起步过程目标车速曲线。

毽瑙嚣.叵时间t(b)目标车速图 10 t。时刻 目标车速计算示意图发动机 目标转速的滚动确定方法与此类似，根据式(11)有J H (0)( ≥ < ) ) 其他(16)2-3-3.2 目标冲击度优化确定算法之前所述 目标冲击度是通过查表直接得到的，但不能保证其确定的目标曲线是最优的。下面讨论如何通过遗传算法实时优化确定 与 的值。

～ 时段内预测滑摩功为 ( - ) (17)1 ： ：± ± 8cl /ail 7式中，r 为离合器传递转矩预估值。

若I - l< ，采用预估值r 代替实际值 。，并使滑摩功极携可得到目标冲击度 与 。选择遗传算法的适应度函数为预测滑摩功的倒数FI/W (19)参数 与 的优化过程如图11所示。

2-3.4 滑模变结构跟踪控制器设计通过前文设计，已得到起步滑摩过程目标车速和目标发动机转速，但能否准确跟踪，则完全依赖2012年 l2月 赵治国等：干式双离合器自动变速器起步滑模变结构协调控制及实时优化 95当量加速 - - 踏板开度值I发动机转速及- - - - -1车速滚动确定发动机目标转速晒翮 .1 生堡 r-l菡薮锌聋离合器从动盘目标转速优化后 和 。 lI击I I，变优-1遗传鼻化 l -- 图11 目标冲击度优化过程于起步控制器性能，考虑车辆行驶阻力的不可测干扰，本文提出了带干扰抑制功能的滑模变结构控制算法，以实现发动机转速和轮速(或车速)的精确跟踪。

由于不考虑离合器摩擦因数 随其温度、滑转速差等的影响，故当摩擦盘的内外径确定后，离合器压盘压力 与离合器传递转矩 的关系就被唯- 确定了。为叙述方便，下文均采用离合器传递转矩来描述离合器的接合规律。

2.3.4.1 轮速跟踪控制根据起步过程 DCT传动系统的动力学方程(式(2)，令 ， ，则有海。- - k· -d·g( )c2 (25)式 中 ， d c2 l， g( )sgn( ) I I≥ 2psin(p ) I I< 2pC2l·e l 0/l l由于发动机模型是两输入( 和 瓦1)单输出( )扰，由发动机曲轴转动动力学(式(2))，同理设(妻 ][：-≥1](罢][- ]：( )c27式中， ，厂2。≥ ，厂2。为可测再令 - ，e2毫-X2，Ul 1，其中Xr(塞][三-≥](昙][- ] ( ](羔]c2-式中，厂2茸10 .，厂2为可测干扰； ： ，等毫等不可测干扰 可重写为寺设计切换函数S Clel C2e2式中，c1>0，C2>0。

取趋近率 - · 。- ·g(s。)式中， >I 。I，g(s)P>0。

计算得控制输入(28)(29)sgIl( ) J 2Pesin( 去(22) 。，： ! -[ sodog(so)e20(q。 b o/J)C c 。j 。] ，l e l(30)(23) 2.3.4-3 滑模变结构跟踪控制器稳定性证明以轮速控制为例，取李亚普诺夫函数V-0.5s ，则当d>lc2 l时，有(24) 矿≤- i，S2- ·g( )· · l r31)当 ≥. 时， ≤-kos2。因此，在某-时刻机 械 工 程 学 报 第48卷第 24期系统将达至fJ并进入区域I 时，矿≤-ks - ·Isl[1-sin(p·s)sgn(s)- 3.1 不同起步意图下的仿真分析- 3.1.1 加速踏板开度终值相同但速度不同起步仿真七《 丢[1-sin(p，s)sgn( 1-sin(p，s)sgn( )](32)式(32)的右边可能小于等于 0，也可能大于 0。

因此，系统的稳定性可以描述为当状态轨鉴入≥ 后，将保留在该区域中，系统状态-致有界。

2.4 同步后接合过程发动机需求转矩切换控制当发动机转速和离合器从动盘转速接近 同步并到达切换条件所设定的门限值时，DCT起步对象模型发生切换，即由2自由度滑摩模型向单自由度1挡稳定运模型切换，此时滑摩阶段控制器不再起作用，需求转矩切换控制器起动，负责将发动机转矩切换到驾驶员需求转矩，满足 r。eLKet (33)厂 d-71L、Ko l l (34) △ /式中， 为 DCT起步对象模型切换时刻发动机实际转矩； 为驾驶员需求转矩； 为发动机转矩变化斜率； 为需求转矩切换时间。

为保证切换过程车辆冲击度值要求，△f有-个最小值。根据-挡稳定运行模型(式(4)，在不考虑行驶阻力和摩擦阻尼的情况下，车辆冲击度大小与发动机矩变化率成正比，即f舟 。

七 (35)d根据起步过程对冲击度的要求，即J≤10 m/s ，可计算出发动机转矩变化率的上限值，再根据式(33)，可求得转矩切换的最小时间。

与此类似，在起步滑摩阶段，可根据 DCT起步二自由度模型(式(2))，在不考虑行驶阻力和摩擦阻尼的情况下，求得滑摩阶段车辆冲击度的大小与离合器传递转矩的变化率成正比，即f 。

J 1 (36)3 仿真结果及分析根据前文所建立的干式 DCT起步动力学模型及其起步过程控制器，在Matlab/simulink软件平台上建立了DCT车辆起步仿真模型。以下将通过典型的起步工况对车辆起步性能进行模拟。

图 1220和表 3分别给出了起步时加速踏板终值固定、变化率不同的两种起步工况仿真结果及其比较，即加速踏板开度终值为 60%，达到终值时间分别为 1 S和 0.5 S。为叙述方便，称两种工况分别为 1号工况和 2号工况，如图 12所示∩见，相对于 1号工况，2号工况则要求更快速的起步过程。

值得注意的是，当离合器主从盘同步后，滑摩过程控制器不再起作用，各变量目标值将保持同步时刻的值不变。

捂晨粤龟瑙蠖血 跫瑙姬辩避袜时间∥s图 12 1、2号起步工况加速踏板开度时间f/s图 13 1、2号起步工况 目标转速时间 f/S图 14 1、2号起步工况实际转速时间∥s图15 1、2号起步工况目标冲击度2012年 l2月 赵治国等：干式双离合器自动变速器起步滑模变结构协调控制及实时优化 97图16 1、2号起步工况实际冲击度拿量羹蕊时间f/s图17 1、2号起步工况滑摩功时间 珧图 18 1、2号起步工况发动机输出转矩图 l9 1、2号起步工况离合器传递转矩图20 1、2号起步工况车速表3 1、2号工况仿真结果比较从图 13、14、20和表 3可以看到，l、2号工况在离合器主从盘同步时刻车速相当，但 2号工况同步时间提前了0.1 S，且在任-时刻 2号工况的车速较 1号工况较大，所设计起步控制器反映了驾驶员的起步意图。

由图 15、l6可见，1、2号起步工况车辆 目标和实际冲击度均小于 10 rgs ，满足标准要求。

从图 18、19也可看到，起步过程发动机输出与离合器传递转矩的变化趋势可划分为 5部分：第1部分是从零或接近于零开始上升阶段，并-直上升到某个最大值，根据式(36)可知，滑摩阶段离合器传递转矩的变化率与车辆冲击度成正比。由于该阶段车辆目标冲击度和实际冲击度都大于0(图 15、16)，故离合器传递转矩呈上升趋势；第 2部分是从转矩最大值开始下降阶段，并-直下降到某个极小值。这是因为该阶段车辆 目标冲击度与实际冲击度都小于零。该极小值对应车辆加速度为零以及离合器主从动盘同步时刻；第 3部分是保持极小值的-段，它对应于离合器主从盘同步后，为避免离合器主从盘再次进入滑摩状态，保持发动机输出转矩不变，同时控制离合器接合至最大值的阶段，此阶段持续时间主要由离合器执行机构的响应速度所决定，文中设定为0.3 s；第4部分是转矩线性上升阶段，直到起步完成，其对应于驾驶员需求转矩切换阶段；第 5部分是缓慢上升阶段，它对应于起步完成后-挡稳定运行模型阶段，此时发动机输出转矩由加速踏板值和发动机外特性曲线决定。由于加速踏板信号保持不变，且发动机转速变化平缓，所以发动机输出转矩也就相对平缓。在离合器主从动盘同步后，离合器传递转矩不再由滑摩过程控制器计算得到，而是由发动机转矩，转速估算得到，即l - cocoo - 1o4o (37)图 21、22示出了每次滚动优化计算所得到的最优时间变量值 、fs，其中 、ts由优化得到的最优冲击度值 、 以及同步目标转速根据式(13)、(14)计算得到。其中1号工况共优化了24次，最后- 次优化时间为1.62 s，2号工况共优化了22次，最后-次优化时间为 1.48 s∩见，滚动优化次数山.7)/ 辱毒鼎迎榷 韫98 机 械 工 程 学 报 第48卷第24期及时间变量值随当量加速踏板开度值改变而改变，可实时反映驾驶员起步意图。

2 52 O善l 51 0g0 52 0 2 5 3 0 3 5 4 0时间 珧图 21 1、2号工况 tp优化过程时l目图 22 1、2号工况 优化过程图 23、24为离合器传递转矩估计值与实际值比较∩以看到，1号工况起步滑摩阶段时间是约为 2.145 S，2号工况时间约为 2.045 S， 的估计值与实际值非秤近，可见所设计的起步控制器可保证起步过程滑摩功较校量己二蜱啦枯dE褪Z样坦稚妇褪时间 s图 23 号工况离合器传递转矩时间 f/s图24 2号工况离合器传递转矩需要说明的是，在空行程阶段，滑摩过程控制器尚未激活，根据式(17)，Tcl的估计值等于车辆行驶阻力矩在离合器盘处的等效值。在离合器主从动盘同步后，滑摩过程控制被非使能，因此， l估计值保持不变。同时应注意：文中将松开制动踏板且加速踏板开度大于等于 3%作为起步的触发信号，并预留了03 S的离合器空行程时间。最终 l号工况的起步时间约为 3.245 S，2号工况的起步时间约为3.145 S，如表 3所示。

3.1.2 加速踏板开度终值不同但速度相同起步仿真图 2533和表 4给出了加速踏板信号变化率固定、终值不同的两种起步工况的仿真结果及比较，即加速踏板变化率为 O.4 S。，终值分别为 20%和40%，令其分别为 3号工况和 4号工况，见图 14a所示。与4号工况(在 1 S到达终值 0.4)相比，3号工况则要求更缓慢的起步过程。

拯罢露宅幽蘧皿 鼋姬辩塔避时间 f/s图 25 3、4号起步1况加速踏板开度时间 s图 26 3、4号起步工况 目标转速时间 f/s图27 3、4号起步[况实际转速2012年 l2月 赵治国等：干式双离合器自动变速器起步滑模变结构协调控制及实时优化 990 0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 40时阃 t图28 3、4号起步工况目标冲击度图29 3、4号起步工况实际冲击度gZ暴需时间 s图30 3、4号起步工况滑摩功图 31 3、4号起步工况发动机输出转矩时间 f/s图32 3、4号起步工况离合器传递转矩时间 f/s图33 3、4号起步工况车速表 4 3、4号工况仿真结果比较从图 26、27、33和表 4可以看到， 3号工况的离合器主从动盘同步时刻以及需求转矩切换完成时刻均比 4号工况要早，且在任-时刻，3号工况的车速都较小，可见所设计的起步控制器较好地反映了驾驶员起步意图。

由图28、29可见，起步过程中 3、4号工况的冲击度均小于 10 m/s ，满足标准要求。

由图 31、32也可看到，起步过程发动机输出与离合器传递转矩也可细分为 5部分。

图 34、35给出了每次滚动优化计算所得到的最优时间变量值 、fs，3号工况优化了22次，最后-次优化的时间是 1.53 s，4号工况优化的次数是24，最后-次优化的时间是 1.64 S。

0.50 0 5 1 0 1.5 2.0 2 5 3 0 3 5 4 0时间 f/s图 34 3、4号工况 fp优化过程由图 36、37可以看到，在起步滑摩阶段 1的估计值与实际值非秤近，在-定程度上保证了起步过程滑摩功的最校6 4 2 O -Es/ )，， 相鼋 舍 .N)/l 辱孝 雌如韫1O0 机 械 工 程 学 报 第48卷第24期望0 删量二辩刑啦瞧缸键gZ薄啦稚血 褪时间 ∥s图 35 3、4号工况 t。优化过程图36 3号工况优化后离合器传递转矩图 37 4号工况优化后离合器传递转矩总之，4种工况的仿真结果表明，所提出的目标轮速及发动机转速实时在线滚动优化和滑模变结构跟踪起步控制器，不仅可准确反映驾驶员的起步意图，并能保证起步平顺性的前提下可使滑摩功最小，满足了文中所提出的起步控制目标。

3.2 车辆参数摄动对起步品质的影响考虑道路阻力、装载质量及变速器润滑条件等对车辆及 DCT变速器参数摄动的影响，同时为验证起步控制器的鲁棒性能。为方便叙述，称整车质量为 1 260 kg的工况为5号工况，整车质量为 l 460 kg的工况分别为 6号工况。

静是≈辩雌血 时间 s图 38 5、6号起步工况加速踏板开度200曼 l5O100娅 辩50O6要醚 0相羹I2皿- 4- 6图39 5、6号起步工况目标转速时间 f/s图40 5、6号起步工况实际转速00 0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0时间 f/s时间 f/s图42 5、6号起步工况实际冲击度机 械 工 程 学 报 第 48卷第 24期实车用膜片弹簧及其压盘等组成。与实车相比(图3)，该离合器执行机构没有液压传动机构部分，而是采用齿轮传动来代替，但二者作用相同，即减速增矩，放大分离力。同时实车采用液压传动主要是考虑到减小装配空间并方便布置。故该试验台架离合器执行机构可较好地反映 DCT样车离合器执行机构的动力学特性，尤其是膜片弹簧压力与离合器行程的非线性关系。

图 48 台架使用的离合器执行机构结构简图DCT原型控制器接口如图49所示，试验前，首先对各传感器信号进行标定，并通过典型激励信号开环检验执行电动机驱动单元以及各执行机构的工作性能，以保证硬件系统的可靠性；其次，对离合器转矩伺服控制策略进行闭环测试和检验，验证了其有效性并标定相关控制参数后，再进行文中所述的滑模变结构上层协调控制策略的快速原型试验。

加速j 睹板信号 --I 监控Pc及- - ControlDesk界面制动踏板信号换挡手柄信号 ---离合器1执行机构离合器 1位置信号 离合器2执行机构离合器2位置信号 MicroAutoBOX控制系统I、3挡位置信号 --1、3挡换挡电动机2、4挡位置信号5挡位置信号 2、4挡换挡电动机R挡位置信号 5、R挡换挡电动机图49 快速原型控制器接口4.2 快速原型试验结果及分析利用dSPACE公司所提供的RTI1401工具箱，定义加速踏板、制动踏板等输入信号引脚，并与前文所设计DCT起步上层控制拈对接，完成上层控制器的构建。

起步触发信号定义如下：当前挡位为 l挡，制动踏板信号为0(松开状态)，加速踏板开度大于等于3%，并在起步完成后延迟 0.5 S给出预选 2挡的触发信号。

1挡升2挡的触发信号定义为车速大于 12 km/h且 2挡已完成预眩上层控制器的快速原型试验结果如图 5059和表 7所示。

摹整瑙口 ≈ 鼍8辩耀缸 袁辩七j<时间 /s图50 起步及 1挡换 2挡加速踏板开度时间f/s图51 起步及 1挡换 2挡 目标转速宴柑是时间 s图 52 起步及 1挡换 2挡实际转速时间f/s图 53 起步及 l挡换 2挡冲击度0 0 O 0 O O 加 m 5 ! 赵治国等：干式双离合器自动变速器起步滑模变结构协调控制及实时优化 103EZ馨时间珧图54 起步及 1挡换2挡滑摩功时间 f/s图55 起步及 1挡换2挡转矩删g时间f/s图56 起步及 1挡换2挡车速时间 f，s图 57 起步及 1挡换 2挡车速、 - - tp、 ts、J1 、- 时间t/s图58 起步变量优化过程时间 f/s图59 起步及 l挡换2挡离合器分离行程跟踪响应表 7 干式 DCT起步过程快速原型试验结果参数 数值起步开始时刻/s起步离合器1主、从动盘同步时刻，s起步离合器 1主、从动盘同步时刻车速/(knVh)起步需求转矩切换完成时刻，s起步需求转矩切换完成时刻车速/(kn)总滑摩功/J时间变量滚动优化次数起步时间/s从图 5058和表 7可以看到，起步过程冲击度、滑摩功等性能指标均满足标准要求，快速原型试验结果与仿真结果基本吻合，证明了文中所提出的基于实时优化的滑模变结构干式 DCT上层控制器可满足实时控制的要求。

需要说明的是，在图 53中，起步滑摩阶段冲击度毛刺较少，而驾驶员需求转矩切换阶段毛刺较多。这主要是因为滑摩阶段的离合器传递转矩或动力系统输出转矩是由滑摩阶段控制器计算得到，与加速踏板开度不存在直接耦合关系，而其他阶段的动力系统输出转矩或发动机输出转矩都与当量加速踏板开度直接相关。由于传感器信号存在-定的高频噪声，当其输入 DCT控制系统后，噪声放大从而造成冲击度小幅波动，但其对 DCT起步性能影响并不大。

5 结论(1)建立了5速干式 DCT变速器4自由度起步动力学模型，简化后得到2自由度滑摩过程模型和单 自由度在挡运行模型，该混合模型为起步控制器的设计和仿真奠定了模型基矗(2)用发动机转速和车辆冲击度反映驾驶员起步意图，借鉴预测控制思想并采用遗传算法，在线滚动优化确定了发动机转速及车速目标跟踪曲线，并设计滑模变结构起步协调控制策略，不同起步工况的仿真结果表明，所设计起步控制器不仅有效地体现了驾驶员起步意图，提高了 DCT车辆起步性% M ：2 "(Ⅲ.N- 辛毒 装 姐韫104 机 械 工 程 学 报 第48卷第24期能，而且对车辆的参数摄动具有较强的鲁棒性。

(3)基于自行搭建的DCT电控单元硬件在环仿真试验台架，开展了5速干式 DCT起步控制快速原型试验♂果表明，基于滚动遗传优化的滑模变结构控制，在满足 DCT控制实时性要求的同时可以改善车辆的起步性能，并有待于进-步实车试验考证。