并聯型混合動力汽車DCT經濟型換擋規律研究

王 緒，黃 英，岳蕓鵬，李 剛

（1.北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081；2. 北汽股份有限公司 汽車研究院，北京 101300）

混合動力汽車的動力性與經濟性主要受到兩方面的影響，一方面需要優化能量管理與轉矩分配策略；另一方面需要制定合理的換擋策略，使發動機和電機工作在高效區[1]。換擋規律的好壞對整車的經濟性、動力性、舒適性都有很大影響，這也是DCT的關鍵技術之一[2]。

陳亮[3]以系統綜合效率最優作為衡量指標設計了DCT混合動力汽車在純電動模式、發動機模式、混合驅動模式、行車充電模式下的經濟型升擋曲線，但是由于研究重點的限制，并未設計出降擋曲線。何仁等[4]以系統綜合效率最優作為遺傳算法的目標函數對換擋點進行優化，設計了某裝備AMT的并聯型混合動力汽車在混合驅動模式下的換擋規律。趙韓等[5]針對某6擋DCT設計了最佳動力性換擋規律，最佳經濟性換擋規律和綜合換擋規律，對整車油耗和換擋沖擊度進行仿真。

目前應用最廣泛的換擋規律是雙參數換擋，本文選取發動機轉矩和車速作為換擋參數，以等效燃油消耗最優為衡量指標設計了某P2.5構型混合動力汽車在純電動模式、發動機模式、混合驅動模式和行車充電模式下的最佳經濟性換擋規律，并且針對此裝備DCT的P2.5構型混合動力汽車特殊的結構形式，提出了混合擋位的概念。建立混合動力汽車的仿真模型，對燃油經濟性與動力性進行仿真分析。

1 P2.5構型系統方案

P2.5構型混合動力傳動系統共有兩個動力源、一個永磁同步電機和一個汽油機，動力耦合裝置采用的是雙離合變速器。P2.5構型與P2構型不同的是其控制換擋和控制發動機動力傳遞的離合器都是變速器中的離合器，此外，主減速器與同步器等也都包含在動力傳動系統中，所以結構更加緊湊。P2.5構型插電式混合動力傳動系統結構方案如圖1所示。

圖 1 P2.5結構方案

由圖可知，A、B、C、D分別為變速器中的4個同步器；C1與C2為兩個濕式多片離合器，C1與變速器輸入內軸相連，內軸連接偶數擋位（2、4、R擋），C2與變速器輸入外軸相連，外軸連接奇數擋位（1、3、5擋），通過濕式離合器的分離和接合系統可以實現多種工作模式。各個驅動模式的不同擋位下離合器與同步器的工作狀態見表1。

表1 各擋位離合器與同步器的工作狀態

P2.5構型混合動力系統純電動模式有2個前進擋EV2、EV4和1個倒擋EVR2，發動機模式有5個前進擋ICE1、ICE2、ICE3、ICE4、ICE5和1個倒擋ICER，混動模式有6個前進擋ICE1EV2、ICE2EV2、ICE3EV2、ICE3EV4、ICE4EV4、ICE5EV4和1個倒擋ICEREVR2，某些混動擋位（如ICE1EV4、ICE2EV4和ICE5EV2），雖然從機械上能實現，但是這3種擋位不滿足合理換擋的原則。合理換擋要滿足的第1個條件是相鄰混合擋位之間不跳擋，即混合擋位按照從高到低或從低到高換擋時，發動機和電機都不能跳擋，同時為了降低擋位變化的復雜性，本研究選擇的混動擋位中發動機擋位相對于電機擋位的關系為小1擋、等于或大1擋；第2個要滿足的條件是相鄰混合擋位之間發動機和電機不能同時換擋，同時換擋會造成動力中斷，還會增大換擋沖擊，對控制的要求較高。在合理換擋原則的基礎上對混合擋位進行排序，得到混合擋位H1～H6的排列順序，見表2。各擋位傳動比見表3。

表2 混合擋位排列順序

表3 發動機與電機擋位傳動比

2 基于規則的能量管理策略

本研究的能量管理策略采用傳統的CD-CS（Charge Depleting-Charge Sustaining）策略，當電池電量高時，車輛處于電量消耗模式（CD模式），當電池電量低時，車輛進入電量保持模式（CS模式），根據不同模式下發動機與電池的特性來分別設計CD、CS模式中具體的驅動模式，所研究的PHEV有4種驅動模式：發動機驅動模式、純電動模式、混合驅動模式和行車充電模式。為充分利用電池電能，在CD-CS模式的基礎上對CS模式進一步細分為CS1、CS2與行車充電模式，如圖2所示，SOC閾值見表4。

表4 SOC閾值

圖2 動力電池工作模式劃分

2.1 CD模式驅動模式劃分及動力源轉矩分配

在CD模式下，電池電量充足，為了多用電網中便宜的電而盡可能地采用純電動驅動模式。本研究中制定的規則為：所需驅動轉矩小于電機外特性轉矩減去倒拖發動機的轉矩Te_st時（從純電動驅動模式進入混合驅動模式需要電機拖動發動機啟動），均采用純電動驅動模式，其它情況采用混合驅動模式，如圖3所示。

圖3 CD模式下驅動模式劃分

對于混合驅動模式，在轉矩分配時優先考慮發動機經濟性，即讓發動機工作在最佳經濟性線上，不足的轉矩由電機補充，如式（1）所示。

式中：Te、Tm、Te_opt和Treq分別為發動機轉矩、電機轉矩、發動機最佳經濟性線轉矩、需求轉矩，Nm；ie和im分別為發動機擋位與電機擋位傳動比。

2.2 CS模式驅動模式劃分

CS模式下的驅動模式劃分主要考慮電池SOC及發動機效率，當電池處于CS1模式時，認為可以正常使用電機驅動；當電池處于CS2模式時，只在動力不足時才采用電機驅動；當電池處于強制充電模式時，電池進入不穩定工作區域，為了保護電池而停止使用電機驅動，此時車輛用于驅動的最大轉矩即為發動機外特性轉矩，當行駛需求轉矩超過發動機外特性轉矩時會出現動力不足的現象。CS模式下的驅動模式劃分如圖4和圖5所示。

圖4 CS模式下驅動模式劃分

圖5 CS模式下驅動模式劃分

CS模式下的行車充電模式轉矩分配與CD模式混合驅動模式相同，發動機工作于最佳經濟性線上，行車充電模式在汽車低負荷時啟用，發動機的輸出轉矩大于汽車行駛動力源需求轉矩，多出來的轉矩用于克服電機的電磁轉矩發電，此時電機轉矩定義為負值?；旌向寗幽Ｊ桨l動機工作在外特性線上，不足的轉矩由電機補充，如式（2）所示。

式中：Te_max為發動機外特性轉矩，Nm。

3 經濟型換擋規律設計

3.1 等效燃油消耗率定義

對于具有兩個動力源的插電式混合動力汽車，為了衡量整車的瞬時經濟性，需要對兩個動力源的能耗進行統一。設定等效轉換系數，將每一時刻電機消耗的電能按照市場價格換算成發動機的油耗，兩者的油耗率之和即為等效燃油消耗率[6-8]。

總等效燃油消耗率為：

發動機的燃油消耗率為：

電機的等效燃油消耗率為：

式中：ffuel為整車的等效燃油消耗率，g/s；fe為發動機的燃油消耗率，g/s；fm為電機的等效燃油消耗率，g/s；ne為發動機轉速，r/min；nm為電機轉速，r/min；Pe為發動機功率，kW；Pm為電機功率，kW；ηm為電機工作效率；ηb為電池工作效率；be為發動機比油耗，g/(kWh)；λ為等效轉換系數，g/(kWh)。

本研究根據北京市2019年4月30日的93號汽油價格7.15元/L，北京市居民用電價格平均價格0.6元/kW換算得到等效轉換系數為62 g/(kWh)。

3.2 發動機驅動模式換擋規律設計

發動機驅動模式下的燃油消耗率為：

換擋的優化目標為：

約束條件為：

在設計換擋規律之前首先計算發動機驅動模式下不同擋位所能達到的最高車速，以此作為換擋規律設計的一個約束條件。將發動機驅動模式下不同擋位的最大驅動力與行駛阻力畫在一張圖中，如圖6所示，其中行駛阻力與各擋位驅動力交點所對應的車速最大值為該模式下的最大車速。由圖可知，發動機模式在4擋時得到的最高車速為185 km/h，這與普通車輛一般在最高擋位得到最高車速不同，由于該混合動力汽車裝備的發動機的特性與車輛行駛阻力特性，使該車的最高車速出現在4擋上，所以該車如果想要達到最高車速需要換到4擋而不是最高擋位5擋。

圖6 發動機模式最高車速

然后根據試驗數據得到發動機驅動模式下不同負載轉矩和車速下發動機各擋位的油耗率，如圖7所示，提取出相鄰擋位之間的交線即為兩個擋位之間的升擋線，如圖8所示，實線表示的是升擋線。

在換擋的過程中，為了避免出現循環換擋的現象，需要設置換擋延遲，換擋延遲定義如式（9）所示。

式中：d為換擋延遲；vn為在一定負載轉矩下，n擋升入n+1擋時的車速，km/h；vn+1為在一定負載轉矩下，n+1擋降到n擋時的車速，km/h。

本研究的換擋屬于兩參數換擋，兩參數的換擋延遲可分為收斂型、發散型、等延遲型和組合型[9-10]，收斂型換擋延遲隨著負載轉矩的增大而減小，發散型換擋延遲隨負載轉矩的增大而增大，等延遲型換擋不隨負載轉矩變化，組合型換擋則是由幾種類型的換擋規律組合起來的。

參考周金松[11]論文中收斂系數的定義得到公式為：

參考文獻[11]將收斂系數k1取為0.15，可由升擋規律得到降擋規律，此種換擋規律為發散型，如圖8所示。圖中虛線為降擋線。

圖7 發動機驅動模式燃油消耗率

圖8 發動機驅動模式發散型換擋規律

通過式（10）定義的收斂系數，在車速增加時只能實現發散型換擋規律，所以本研究進一步定義收斂型換擋規律中的換擋系數k2：

為了適應不同負荷下的工作特點，在已有的升擋規律曲線的基礎上，設計組合型換擋規律，本研究的收斂系數參考文獻中選用的系數[12]。發動機在中小負荷時，即負載轉矩在該擋位的最大負載轉矩0～50%時，該段保持高速穩定行駛于簡單路況階段，為了減小振動噪聲，使發動機工作在較低轉速，并且隨著車速增大，減小換擋延遲，使車輛在高速時易于升入高擋，提升燃油經濟性，此時為收斂型換擋規律，取k2=1 000；發動機在大負荷時，即負載轉矩在該擋位的最大負載轉矩的50%～85%時，該段車輛在大負荷工況下平穩運行或者處于加速階段，主要考慮車輛行駛的動力性，大負荷時降擋后的車速較低，發動機有較大的驅動力矩，使車輛動力性能夠得到滿足，此時的換擋規律設計為發散型，取k1=0.25；經過一段發散型換擋后，在負載轉矩等于85%該擋位最大負載轉矩時，換擋延遲已經較大，并且在這種極大負荷的工況下加速的可能性已經較小，所以主要考慮經濟性，在此設計強制降擋，降擋線在該段平行于車速線，使降擋線與升擋線能夠盡快接近，以使上個階段造成的大換擋延遲能夠迅速減小，在此之后的換擋規律采用等延遲型換擋規律，換擋延遲選擇為8 km/h。圖9所示為設計的組合型換擋規律。

圖9 發動機驅動模式組合型換擋規律

3.3 混合驅動模式換擋規律設計

混合驅動模式下的燃油消耗率為：

換擋的優化目標為：

約束條件為：

各擋位的最高車速作為混動模式換擋規律設計的約束條件，其計算方法與發動機驅動模式類似，將混合驅動模式下各擋位的驅動力與行駛阻力畫在一張圖中，如圖10所示，混合驅動模式的最高車速在混合擋位H6時為235 km/h，在加入電機驅動后，在最高擋位得到混合驅動模式的最高車速。

圖10 混合驅動模式最高車速

以混合擋位為基礎，設計了基于瞬時經濟性最優的混合驅動模式換擋規律。首先根據試驗數據得到混合驅動模式下不同負載轉矩和車速下各個混合擋位的油耗率，如圖11所示，提取出相鄰擋位之間的交線即為兩個擋位之間的升擋線，如圖12所示（實線為升擋線，虛線為降擋線），再由收斂系數k1=0.15得到降擋線，設計成發散型換擋規律。與發動機模式類似，采取相同的分段方式畫出組合型換擋規律，如圖13所示。

圖11 混合驅動模式燃油消耗率

圖12 混合驅動模式發散型換擋規律

圖13 混合驅動模式組合型換擋規律

DCT實現了不同動力源之間的轉矩耦合，即輸出轉矩為發動機轉矩與電機轉矩的線性組合，所以可以通過調整電機的工作點來調整發動機的工作點，如混動模式H5到H6，對應著發動機4擋到5擋，但是這與發動機模式下的4擋到5擋升擋規律有著極大不同，混動模式換擋車速增大，最大負載轉矩增大。這是因為有電機的助力，當車速與負載轉矩相同時，即需求功率相同時，混動模式發動機所輸出的轉矩相對于發動機模式要小很多，所以當車速相同時，混動模式降擋線的轉矩相對于發動機模式更大，當負載轉矩相同時，混動模式升擋線車速相對于發動機模式也更大。

3.4 行車充電模式換擋規律設計

行車充電模式下的燃油消耗率為：

換擋的優化目標為：

約束條件為：

行車充電模式也采用混合擋位，混合擋位排列順序與混合驅動模式相同。發動機模式可以看作是一種電機的充電功率為0的特殊行車充電模式，所以行車充電模式的最高車速與發動機模式相同，出現在發動機4擋的擋位組合，對應的混合擋位為H5，最高車速即為發動機模式的最高車速185 km/h，這又與混合驅動擋位不同，最高車速并不是出現在最高擋位。

行車充電各個擋位的油耗率，如圖14所示。行車充電模式發散型換擋規律如圖15所示（實線為升擋線，虛線為降擋線），由收斂系數k1=0.15得到發散型換擋規律的降擋線。行車充電模式組合型換擋規律如圖16所示，組合型換擋規律在大負荷區也設計了強制降擋功能。

圖14 行車充電模式燃油消耗率

圖15 行車充電模式發散型換擋規律

圖16 行車充電模式組合型換擋規律

3.5 純電動模式換擋規律設計

純電動模式下的等效燃油消耗率為：

純電動模式兩擋的最高車速相同，均為117 km/h，如圖17所示。

圖17 純電動模式最高車速

純電動2擋和4擋的等效油耗率，如圖18所示?？紤]到模式切換涉及到純電動驅動過程中啟動發動機的過程，需要由電機倒拖發動機，倒拖過程中電機一側離合器盤片的轉速必須大于發動機轉速，有EV2→ICE2EV2、EV4→ICE4EV4兩種情況，為了在EV4→ICE4EV4的情況下也能完成倒拖發動機的過程，將電機在4擋把發動機倒拖到發動機穩定運行的1 000 r/min時所對應的車速設置為4擋的最低車速，即4擋降擋車速邊界線為41.25 km/h，其余部分按照2擋油耗率交線制定換擋規律中的降擋線。純電動模式下的換擋延遲應使電機工作在高效區，考慮到在油耗率交線處為兩個擋位的高效區，如圖18所示，純電動2擋和4擋在不同負載轉矩和車速下的燃油消耗率曲線貼合在一起，油耗率相差不大，并且純電動模式2擋和4擋傳動比相差較大，如果頻繁換擋會造成電機轉速有較大的變化，所以將純電動模式的換擋規律設計為等延遲型換擋規律，換擋延遲一般為2～8 km/h[13]，本研究選取5 km/h，如圖19所示。

圖18 純電動模式燃油消耗率

圖19 純電動模式等延遲型換擋規律

4 能量管理策略與換擋規律關系

本研究的換擋規律是基于能量管理策略中的轉矩分配規則設計的，那么能量管理策略與換擋規律之間是否存在耦合關系，更改能量管理策略是否需要重新設計換擋規律，本文對此進行了分析。

以CD模式下的混合驅動模式為例，CD模式下的混合驅動模式以用電為主，發動機工作在最佳燃油經濟性線上，其余的轉矩需求由電機補足。同時，根據DCT的轉矩耦合關系可得式（19）和式（20）。

式中：To為負載轉矩，Nm；v為車速，km/h；r為滾動半徑，m。

在某一工況下，負載轉矩與車速均為確定值，由式（20）可知，發動機轉速ne與電機轉速nm皆為混合擋位H的單值函數。由轉矩分配規則可知，發動機工作在最佳燃油經濟性線上，所以發動機轉矩Te只由轉速決定，進而可知發動機轉矩也是混合擋位H的單值函數，再由式（19）得到的電機轉矩Tm也為混合擋位H的單值函數。由此可知，Te，Tm，ne，nm，ie，im皆為H的單值函數。

混合驅動模式下的優化目標，即升擋規律的求解方法為式（13）。由式（13）可知，影響升擋規律求解的變量有Te，Tm，ne，nm，由上文分析可知獨立變量只有混合擋位H，那么式（13）中的獨立變量只有混合擋位H，如式（21）所示。

由此可見，當發動機采用功率跟隨策略時，即發動機運行在一條確定的工作曲線上時，利用本文的方法設計的換擋規律并不受模式切換規則的影響，即能量管理策略與換擋規律可以分開設計。

需要說明的是，當發動機穩態工作點轉換時，由于發動機的動態特性，在過渡階段可能會出現發動機實際工作點偏離目標工作曲線的現象，在這個過程中發動機轉矩并不與轉速呈現確定關系，但是動態過程的控制并不屬于能量管理控制層面。根據整車控制系統的分層控制邏輯[14]，控制邏輯可以分為3層，即整車管理層、協調控制層和執行層，能量管理與轉矩分配屬于整車管理層，能量管理的工作是進行動力源的功率分配，然后根據轉矩分配規則確定動力源的具體穩態工作點，例如本文第2節設計的能量管理策略中的混動模式，處于CD模式時，發動機工作在最佳經濟性曲線上；處于CS模式時，發動機工作在外特性曲線上，利用發動機轉速，便可以確定具體的發動機穩態工作點，但是這個過程并不考慮動態過程中工作點偏移的情況。事實上對于動態過程的控制屬于協調控制層與執行層的工作，協調控制綜合考慮各部件的動態特性，制定控制策略來滿足整車管理層的工作指令，同時使性能指標得到滿足，其中就包括發動機工作點的轉換過程的協調控制，協調控制層通過控制離合器加載過程和利用電機功率補償等方式使發動機工作點的調整時間得到滿足，同時轉速轉矩波動較小。由此可見，協調控制策略與換擋規律有著很強的耦合關系，而事實上也正是這樣，協調控制主要包括動力源動態過程協調控制、模式切換的協調控制和換擋過程的協調控制，因此，協調控制策略需要根據換擋規律進行設計。

本研究的能量管理策略為基于規則的能量管理策略，主要以經濟性為指標，同時換擋規律的設計也是以經濟性為指標，所以可以理解為能量管理部分的工作是在一定的約束條件下進行的，以使動力源部分的系統效率最優。而換擋規律設計部分是使動力耦合裝置的系統效率最優，最終的目的是使動力傳動系統效率最優，如式（22）所示，所以本研究采用的基于規則的能量管理策略與經濟型換擋規律可以分別設計，不需要耦合考慮。

式中：ηsystem、ηpower、ηclutch和ηtrans分別為系統綜合效率、動力源效率、變速器效率和其它傳動部件效率。

將不同模式的換擋規律線畫到能量管理模式分區圖中[1,3]，如圖20所示。由圖可知，當能量管理的模式切換線改變時，對于換擋規律只是截取的部分不同，但是換擋規律并不需要重新設計。

圖20 模式切換與換擋規律

5 仿真模型

本研究采用前向仿真建模法，如圖21所示，在 Matlab/Simulink中搭建了插電式混合動力P2.5構型的前向仿真模型，在給定循環工況和已有的能量管理策略的基礎上對換擋規律進行仿真驗證。該模型包括了駕駛員模型、控制模型、發動機模型、電機模型、電池模型、變速器模型及整車模型。

駕駛員模塊利用PI控制器來模擬駕駛員的駕駛操作，根據循環工況下的目標車速與整車模型輸出的實際車速的差值來修正車輛的需求轉矩。發動機模型主要根據需求轉矩和需求轉速，通過由試驗數據制成的Map圖來插值求出發動機的目標轉矩和油耗量。電機模型與發動機模型類似，也是需求轉矩和需求轉速作為輸入來插值求出電機目標轉矩和等效油耗量。電池模型主要計算出SOC的變化情況，采用Rint模型[15]，通過安時積分法來計算SOC。變速器模型用來確定不同擋位的傳動比。整車模塊主要計算車輛縱向動力學，輸出實際車速。部分仿真參數見表5。

圖21 前向仿真模型結構

表5 部分仿真參數

6 仿真結果分析

本研究選取1個NEDC工況作為仿真驗證工況，根據初始SOC的不同可以分為兩種出行情況，高電量出行與低電量出行。高電量出行時，車輛工作在CD模式；低電量出行時，車輛工作在CS模式。其中，純電動模式換擋規律只使用等延遲型換擋規律，其它模式換擋規律分別采用發散型與組合型進行對比分析。

6.1 高電量出行仿真結果分析

高電量出行初始SOC為60%，由第2節可知，此時車輛工作于CD模式，CD模式包括兩種驅動模式，即純電動模式和混動模式，由于本車型選用的電機功率較大，所以能夠滿足NEDC工況的大部分功率需求，只有功率需求較高時才會出現混動模式。高電量出行時仿真目標車速與實際車速的對比如圖22所示。由圖可知，設計的純電動等延遲型換擋規律配合混動發散型或組合型換擋規律都能滿足車輛行駛的動力性要求。仿真中SOC的變化軌跡如圖23所示。由圖可知，混動模式采用兩種不同的換擋規律，SOC的軌跡差別不大，只在行駛末端產生了一些偏差，這是由于CD階段主要為純電動模式，只有少數工況會采用混動模式，而這也符合能量管理策略中CD階段盡量多用電的設計規則。由于CD模式中主要用電，混動模式使用較少，所以油耗差別較小，如圖24和圖25所示。兩種換擋規律造成的差別見表6。

圖22 仿真目標車速與實際車速的對比（高電量出行）

圖23 SOC變化軌跡（高電量出行）

圖24 發散型換擋規律油耗（高電量出行）

圖25 組合型換擋規律油耗（高電量出行）

表6 CD模式下兩種換擋規律數據對比

6.2 低電量出行仿真結果分析

低電量出行初始SOC為15%，根據第2節中的能量管理策略，此時車輛工作在CS模式下，這個階段主要使用行車充電模式和發動機驅動模式，純電動模式和混動模式出現頻率較小。低電量出行時仿真目標車速與實際車速的對比，如圖26所示，實際車速可以很好地跟蹤目標車速，動力性得到保證。該混合動力汽車在使用兩種不同換擋規律的情況下，經過一個NEDC工況后電池SOC的變化情況，如圖27所示。由圖可知，發散型換擋規律在一個NEDC工況后，電池的SOC更高，說明相比于組合型換擋規律，使用發散型換擋規律會使發動機的功率用于充電的部分更多。

圖26 仿真目標車速與實際車速的對比（低電量出行）

圖27 SOC變化軌跡（低電量出行）

圖28與圖29分別為發散型與組合型換擋規律的等效油耗圖，電機在行車充電模式下利用發動機的能量充電將能量儲存進電池，所以電機的等效油耗為負數，發動機的功率有一部分被電機用于發電，所以總的等效油耗小于發動機的油耗。同時，對比圖28和圖29可以看出發散型換擋規律的發動機油耗與總等效油耗高于組合型換擋規律，說明組合型換擋規律有更好的燃油經濟性。兩種換擋規律下發動機的工作點分布見圖30和圖31，由發動機工作點的分布情況可知，發散型換擋規律的發動機工作點偏離最佳經濟性線的點較多，且功率較大，這意味著用來充電的功率更大，所以才造成了SOC變化軌跡與油耗的區別，具體對比數據見表7。

圖28 發散型換擋規律油耗（低電量出行）

圖29 組合型換擋規律油耗（低電量出行）

圖30 發散型換擋規律發動機工作點分布

圖31 組合型換擋規律發動機工作點分布

表7 兩種換擋規律數據對比

7 結論

（1）本研究首先設計了基于規則的能量管理策略，然后以等效燃油消耗率最優為目標為某P2.5構型裝備DCT的并聯型混合動力汽車設計了經濟型換擋規律，并在混合驅動模式和行車充電模式工況下，針對構型特點提出混合擋位的概念。最后對設計的換擋規律進行仿真，并進行對比分析得到相應結論，可以為后續的標定工作提供一定的指導。

（2）該車型組合型換擋規律的燃油經濟性優于發散型換擋規律，但是組合型換擋規律對于電池的充電速率比發散型換擋規律慢，組合型換擋規律的發動機工作點更接近最佳經濟性線。

（3）探討了本研究設計的轉矩耦合方式的混合動力汽車能量管理策略與換擋規律之間的關系，由此得出結論，利用本文的方法設計的能量管理策略與換擋規律之間不存在耦合關系，可以分別設計。這種分析方法同樣適用于轉速耦合與功率耦合，但是相關結論有待進一步研究。