自動変速機の変速過程制御に関する研究

Dec 14, 2023

Scientific Reports volume 12、記事番号: 13054 (2022) この記事を引用

1874 アクセス

2 オルトメトリック

メトリクスの詳細

オートマチックトランスミッションのシフト品質は、人間が知覚する快適性とオートマチックトランスミッションの耐久性に直接影響します。一般に、製造誤差、ライフサイクルの変化、その他の油圧特性の変化によって生じる不一致は、シフト品質に影響を与える主な原因であり、シフトプロセスの適応制御によって補償する必要があります。この論文では、まずシフトプロセス制御における比例ソレノイド電流、クラッチ圧力、速度、トルクの関係を詳細に分析します。次に、トルクフェーズとイナーシャフェーズそれぞれに対して 2 つの効率的な適応制御戦略を提案します。どちらのアルゴリズムも、暴動鎮圧用車両でテストおよび検証されています。実験結果は,本論文で提案した適応制御戦略がエンジンフレアとトルクフェーズのクラッチタイアップを効果的に補償し,イナーシャフェーズを適切な時間範囲内に維持できることを示した。

近年、科学技術の進歩に伴い、オートマチックトランスミッションを搭載した車両は、操作が簡単でトルクが大きいという利点があり、消費者に支持されています。自動車の燃費向上のため、オートマチックトランスミッションのギア数も増加しており、ソフトウェア制御が複雑化し、キャリブレーションの負担も増加しています。ギア比間でシフトする場合、トランスミッションコントロールユニット (TCU) は、接続側クラッチの接続と切断側クラッチの切断を同期させる必要があります。このプロセスは、クラッチ間シフト制御 1 と呼ばれます。クラッチツークラッチシフト 2、3 では、シフトをスムーズにするには、接続クラッチと切断クラッチを含む制御動作間のタイミング調整が必要です。油圧が適切に制御されていないと、クラッチのつながりが速すぎてドライバーや同乗者がショックを感じることもあれば、クラッチのつながりが遅くなり、ギアチェンジが完了するまでに時間がかかることもあります5。シフトの質は人間の知覚の快適性とオートマチックトランスミッションの耐久性に直接関係します。一般に、製造誤差、ライフサイクルの変化、その他の油圧特性の変化によって生じる不一致が、シフトの品質に影響を与える主な原因です。しかし、良好なシフト品質を確保するために手動校正6に依存することは労働集約的で経済的にも高価であり、市場法7の要件を満たしていません。

オートマチックトランスミッションのシフト品質を改善するという中心的な問題に関して、多くの研究者が適応制御の応用に焦点を当ててきました。アダプティブ制御は、物理特性の変化に同期して制御パラメータを調整できるため、シフト品質を継続的に向上させることができます。 Deok-Ho Kim et al.8 は、適応ニューロファジー推論システムをスーパーバイザーとして利用し、シフト特性の調査に基づいて適応補償スキームを設計していますが、この方法では、選択された実験データとアルゴリズムはトレーニングデータに敏感です。文献 9 は、AT の湿式クラッチの充填プロセスのための、二重入力および二重出力のファジーロジックコントローラーと離散反復法を含む適応ファジー反復制御戦略の確立に焦点を当てています。このアルゴリズムの実装は複雑で、高度なコントローラーハードウェアが必要です。アルゴリズムに含まれる多くのパラメーターは主に経験に依存しています。 Jinrank と Seibum10 は、シフトプロセスの適応制御を実現するために、クラッチ摩擦モデルを使用したトルク推定方法を提案しましたが、実際の車両アプリケーションでは、センサーのフィードバックデータを介してモデルを構築するプロセスが複雑であり、確立されたモデルは十分に正確ではありません。文献 11 では、クラッチ表面の摩擦係数関連パラメータに基づいた 3 つの適応補償戦略が提案されており、これらは文献 10 と基本的に同じです。理論的な分析に重点を置いており、実際の車両に適用される手法については説明されていません。文献 12、13、14 では、クラッチ圧力特性の変動を分析し、クラッチ圧力を定量的に調整することによって、シフトプロセスに及ぼすビルド間のばらつきやライフサイクル変動の影響を補償することに専念していますが、現在の制御プロセスについてはほとんど記載されていません。。実際の制御プロセスでは、コントローラの直接出力変数としてソレノイドバルブ電流が最も重要な部分であり、中間観測変数としてのクラッチ圧力は定量的な制御が難しい可変結合係数の影響を受けます。

文献で提案されている適応制御アルゴリズムのほとんどは、基本的に圧力調整の角度とクラッチ摩擦モデルの識別に基づいて、所望の速度曲線の出力を制御します。ただし、収集されたデータの精度とシステム自体の特性によって制限されるため、クラッチ摩擦モデルの同定に基づく適応制御アルゴリズムのパフォーマンスは不十分です。さらに、油圧システムは典型的な時間遅れ非線形結合システムであり、圧力の定量的調整に基づく適応制御戦略は、実用化では実現が困難な場合が多い。実際の応用では、オートマチックトランスミッションの電子制御システムはソレノイドバルブを直接制御し、圧力、トルク、速度などのパラメータの間接制御を実現します。車両コストと構造の複雑さを考慮して、市販の車両には通常、トルクメーターや圧力センサーは搭載されておらず、必要な速度センサーのみが搭載されています。そこで本論文では、コントローラが出力するソレノイドバルブ制御電流からスタートし、アクチュエータの電流と出力速度の関係を直接解析し、クラッチ圧は補助解析のための中間観測変数としてのみ使用します。実際の速度と期待速度との偏差をシフト品質評価システムに組み込みます。そして、シフト品質の偏差に応じてソレノイドバルブ制御電流を適応的に調整し、エンジンフレアやトルクフェーズのクラッチタイアップを自動補正し、イナーシャフェーズを適切な時間範囲に維持することを実現します。。

本稿では、自動変速機のシフト品質に及ぼす製造誤差、ライフサイクルの変化、その他の油圧特性の変化の影響を、限られたコントローラコストで可能な限り効率的に補償し、自動変速機を広く使用できるようにすることを目的としています。市場で。この論文の主な貢献は次のように要約できます。

自社開発の7速オートマチックトランスミッションをモデルとして、変速時の比例電磁弁電流、クラッチ圧、速度、トルクの関係を初めて徹底解析。

我々は、シフトプロセスのトルクフェーズとイナーシャフェーズに対して 2 つの効率的な適応制御戦略を提案します。これらの制御戦略は両方とも、シフト品質の偏差を計算することによって TCU 出力電流曲線を適応的に調整する方法です。

2 つの適応制御戦略は両方とも暴動対策用車両でテストおよび検証されています。実験結果は,本論文で提案した適応制御戦略がエンジンフレアとトルクフェーズのクラッチタイアップを効果的に補償し,イナーシャフェーズを適切な時間範囲内に維持できることを示した。

この記事の構成は次のとおりです。まず、シフトプロセスの詳細な分析を実行し、次にシフトプロセスのトルクフェーズとイナーシャフェーズに対して対応する適応制御戦略を提案します。実験部分では、実験対象として暴動鎮圧用車両を使用して、提案した適応制御アルゴリズムをテストおよび検証します。最後に、最後のセクションで結論を示します。

変速過程の動特性を解析するには、まずオートマチックトランスミッションの基本構造とその運動学について議論する必要があります。本論文では,中国北方車両研究院が設計した完全国産HPT 2006Pオートマチックトランスミッションを研究対象として選択した。図1は7速オートマチックトランスミッションの仕組みを示しており、Inputは入力軸、Outputは出力軸、DAはショックアブソーバー、TCはトルクコンバータ、PTOはパワーテイクアウト、Pはオイルポンプ、 CLU はロッククラッチ、C1 と C2 は回転クラッチ、C3、C4、C5 はブレーキです。

7速オートマチックトランスミッションの方式。

ご覧のとおり、オートマチックトランスミッションは、パワー入力モジュール、トルクコンバータモジュール、遊星歯車セットモジュール、およびパワー出力モジュールに分割できます。エンジンによって生成されたエネルギーは、パワー入力モジュールからトルクコンバータモジュールに伝達され、その後、遊星歯車セットモジュールを介して出力モジュールに伝達されます。このうち、各ギヤの遊星歯車比は自動変速機の変速動作を実現する核心部分であり、クラッチやブレーキの作動部分を制御する油圧システムによって実現されています。

油圧システムはオイルポンプ、オイルパン、バルブ群で構成されます。オイルポンプは入力軸の回転速度によって駆動され、油圧システム全体の動力源となります。オイルパンは緻密な油路で覆われており、油路内のオイルの流れ方向、開閉、圧力はバルブ群によって制御されます。バルブ群とは、自動変速機コントローラの直接制御対象となるトルクコンバータ開閉バルブCLU、メイン調圧バルブ、ギア制御用の比例バルブや切替バルブなどです。油圧システムは非常に複雑なシステムであるため、今回の自動変速機の変速プロセス制御について簡単に説明するため、以下の記事では変速制御の比例弁と切換弁を中心に説明します。

トルクコンバータがシフトプロセスの制御から比較的独立していることを考慮すると、トルクコンバータのポンプインペラとタービンはシフト制御プロセス中に機械的に接続されている、つまり油圧状態の影響がトルクコンバータに及ぼされると想定できます。シフトプロセス制御は無視できます。オートマチックトランスミッションギアの制御は、5 つのクラッチ (C1、C2、C3、C4、C5) の圧力を制御する油圧システムによって実現され、その圧力は 2 つの比例バルブの異なる状態の組み合わせによって決まります。 (すなわち、PCS1、PCS2) および 3 つの切り替えバルブ (すなわち、SS1、SS2、SS3)。７速オートマチックトランスミッションの各ギヤのソレノイドバルブ動作とクラッチ圧との対応関係表を表１に示します。表中の「Ｙ」は該当バルブに電流出力があることを示し、「Ｙ」は対応するバルブに電流が出力されていることを示します。白い部分はバルブに電流が流れていないことを示します。「●」は該当クラッチに油圧がかかっていることを示し、白い部分は油圧がかかっていないことを示します。

シフトプロセス中、一方のクラッチが切断され、もう一方のクラッチが結合されます。したがって、力学モデルの力モーメント平衡計算は次のように表すことができます。

エンジンポンプモデルの関数には、エンジンの等価慣性 \({I}_{e}\)、エンジン速度 \({W}_{e}\)、エンジントルク \({T} _{e}\) とポンプトルク \({T}_{p}\)。

タービン - トランスミッションシャフト離脱クラッチモデルの関数には、タービンの等価慣性 \({I}_{t}\)、タービンシャフト速度 \({W}_{t}\)、タービントルク \({T}_{t}\)、入力ギア比 \({i}_{in}\)、係合クラッチの伝達トルク \({T}_{CL}\)、オフ側クラッチの伝達トルク \({T}_{CH}\)。

係合クラッチ出力軸モデルの関数には、負荷の等価慣性 \({I}_{v}\)、出力軸速度 \({\omega }_{0}\)、出力トルクが含まれます。 \({T}_{O}\)、負荷の等価トルク \({T}_{v}\)、係合クラッチ前のギア比 \({i}_{ao}\)、クラッチを切る前のギア比 \({i}_{bo}\)。

完璧なシフトプロセスでは動力の乱れがなく、伝達エネルギーが接続クラッチと切断クラッチの間でスムーズに伝達されます15、16。研究とテストの結果、入力トルク、速度、油温、および油圧システムの特性に影響を与えるいくつかの要因が、シフトプロセスに影響を与える主な理由であることが示されています9,17。さまざまな作業条件に合わせて特定の制御則を定式化でき、さまざまな動作モードの制御曲線にも明らかな違いがあります。したがって、さまざまな作業条件の制御要件に対応するには、変速プロセスの種類を分類する必要があります。

一般に、４つの主要なシフトタイプ、すなわち、パワーオンアップシフト、パワーオンダウンシフト、パワーオフアップシフト、パワーオフダウンシフトがある。上記に基づいて、実際のアプリケーションでは、油温、アクセルペダル位置、スリップ速度、エンジントルク、路面など、変速プロセスの特性に影響を与える多くの要因に応じて、変速制御プロセスがさらに多くの分岐に分割されます。条件。ブランチが増えると車両アプリケーションの範囲が広がりますが、キャリブレーションパラメータや制御システムも複雑になります。また、量産やライフサイクル摩耗による変速工程での特性変化は、分岐を追加しただけでは解消できません。全体として、適切な数の分岐を確立し、さまざまな分岐に応じて対応する制御戦略を講じることが非常に重要です。主な変速タイプを簡単に紹介します。パワーオフダウンシフトは原理的にはパワーオンアップシフトと同様に制御でき、パワーオフアップシフトはパワーオンダウンシフト13と同様に制御できるため、例としてパワーオンアップシフトとパワーオンダウンシフトを分析します。

パワーオンシフトアップは、ドライバーが車両を運転しているときに発生し、アクセルを踏むと変速点の速度に到達するまで連続的に速度が上昇します。図 2a は、アップシフト 18 でのパワーのシフトプロセスを示しています。図から、パワーオンシフトアップの対象ギアの変速比が現在のギアの変速比よりも小さいことがわかります。したがって、シフト前後で安定した出力速度を維持するには、論理的に入力速度を定期的に低下させる必要があります。パワーオンダウンシフトは通常、坂道を登るときや抵抗が増加するときに発生します19。速度と変速比の変化を図2bに示します。パワーオンシフトアップとは異なり、パワーオンダウンシフト中はエンジン回転数が上昇し、出力回転数が安定します。

パワーオンシフトアップとパワーオンダウンシフトのシフトプロセス。

本質的に、オートマチックトランスミッションの変速プロセス制御は、予想される軌道に応じて速度が変化するように制御することです。実際、オートマチックトランスミッションの速度制御の原理は、次のセクションで紹介するシフトプロセスの段階と密接に関係しています。

シフトプロセスは作業プロセス全体のほんの一部に過ぎませんが、最も重要な部分です。オートマチックトランスミッションのシフトプロセス制御は、電子制御システムと油圧作動システムの 2 つの部分で構成される電気油圧制御システムに依存します。したがって、我々はこれら 2 つの側面から移行プロセスを分析することになる20。

たとえば、典型的なアップシフト制御プロセスにおけるパラメータの変化則を図 3 に示します。これには、4 つのパラメータ (つまり、比例ソレノイドバルブ電流、クラッチ圧力、エンジン回転数と出力回転数、出力トルク) の変化曲線が含まれています。）、私たちが主に気にしているのはシフトプロセスです。比例ソレノイドバルブ電流は TCU によって直接出力され、クラッチ圧力はシフト制御プロセスにおける重要な中間プロセス変数です。コントローラの動作ステップサイズや油圧システムの物理的特性の影響により、制御電流出力からクラッチ圧応答までの遅れは約30msとなります。変速プロセスの良し悪しは、回転速度とトルクの変化の法則に反映されますが、実車でのトルク測定は通常難しいため、補助的な知識として理論上の出力トルク曲線のみを示します。制御を移行する過程では、通常4段階に分けて制御します。これら 4 つの段階は密接に関連しており、4 段階 (充填段階、トルク段階、慣性段階、最終段階) とも呼ばれます。次に、これら 4 つのフェーズをそれぞれ紹介します。

移行プロセスのフェーズ。

図 3 に示すように、シフト指令が生成される時刻 \({t}_{0}\) では、最初に充填フェーズが発生し、まず充填ソレノイドバルブ (PCS2) が大きな開度に開かれて、クラッチ圧力が上昇し始める前に、次のクラッチチャンバーがすぐにオイルで満たされます。これがいわゆるキスポイントです。充填段階の継続時間が長すぎる場合、または充填ソレノイドバルブが開きすぎる場合、ダブルギアとして知られる、次のクラッチの早期係合によってトランスミッションが損傷します。

時刻 \({t}_{1}\) で、エンジントルク \({T}_{e}\) が遮断側クラッチから遮断側クラッチに変換されます。この段階では、エンジン回転数は安定しており、ドレンソレノイドバルブ (PCS1、常閉バルブ) の電流が急速に増加し、充填ソレノイドバルブの電流が一定の値まで減少して、接続されたクラッチがスリップモード状態に維持されます。接続クラッチと切断クラッチの滑りは、油温の上昇とともにエンジンのエネルギーを消費します。その結果、出力トルクは時間 \({t}_{2}\) まで減少します。この時点で、オフ状態のクラッチ変換トルク \({T}_{CH}\) がゼロに減少し、クラッチがオン状態になります。クラッチ変換トルク \({T}_{CL}\) はエンジントルク \({T}_{e}\) と等しくなります。この間にトルクが重なり出力トルクが低下し、その後上昇する現象をトルクホールともいいます。出力トルクの変化 \({T}_{0}\) は出力速度の加速度の変化をそのまま反映するため、トルクホール曲線の傾きを最適化する必要があります。一部の文献14で提案されている制御方法では、より良好な変速快適性を得るために、まずドレインクラッチの圧力を一定値まで下げて滑りを開始する準備をする。ただし、これにより滑りが長くなり、クラッチの摩耗が増加し、耐用年数が短くなります。本稿では、切れ側クラッチの圧力を一時停止することなく急速に減圧し、適切なポイントを得るために接続側クラッチ圧力の制御に焦点を当てます。

時刻 \({t}_{3}\) で、タービン速度 \({N}_{t}\) が減少し始め、図に示すようにトルク段階の終了と慣性段階の始まりが示されます。 3. 圧力が増加し続けるにつれて、係合クラッチにかかる力も増加します。これは負荷の増加に相当します。その結果、タービン回転数 \({N}_{t}\) が低下すると、エンジントルク \({T}_{e}\) が増加します。係合側クラッチの圧力が急激に上昇すると、タービン速度 \({N}_{t}\) と出力トルク \({T}_{0}\) の傾きが大きくなり、不快感が生じます。乗る。逆に、係合クラッチの圧力の増加が遅すぎると、シフト時間が長くなります。

時刻 \({t}_{4}\) で、タービン速度 \({N}_{t}\) が目標ギアに対応する速度に達し、慣性フェーズの終了と最終段階の始まりが示されます。段階。この時点で係合側クラッチが滑らなくなるため、出力トルクは元の \(\mathrm{T}2\) と同等の位置まで減少し、最終フェーズが発生します。この段階では、充填ソレノイドバルブの電流が急速に増加して最大値に達し、係合クラッチが完全に接続され、滑りが停止し、シフトプロセス全体が完了します。

現在の前進速度比から所望の前進速度比にシフトするには、現在の速度比に関連付けられたクラッチ装置が解放され、所望の速度比に関連付けられたクラッチ装置が係合されることが必要である。その基本的な形式では、制御システムは経験に基づいて導き出された制御則テーブルに従ってトランスミッションクラッチ装置への流体圧力の供給を指示します。ただし、エンジンとトランスミッションの動作特性は時間の経過とともに変化し、製造アセンブリの公差により車両ごとに大きなばらつきが生じる可能性があります。その結果、ある車両では許容可能なレシオシフトを生成する制御スケジュールが、別の車両では許容できないレシオシフトを生成する可能性があります。したがって、コントローラは、シフトプロセスが後で繰り返されるときに、より最適に近い方法で実行されるように、シフトプロセスに含まれる経験的に導出されたスケジュールの修正を開発する必要があります。

以下で説明するように、このようなオフ側クラッチの切断とオン側クラッチの接続のタイミングは、高品質のシフトプロセスを達成するために重要です。係合側クラッチが不適切な充填時間でトルク容量の開発を開始すると、切断側クラッチと係合側クラッチの間のトルク容量の交換がスケジュールどおりに進行しなくなります。これに関して、アンダーフィルエラーとオーバーフィルエラーのグラフは、それぞれ図4a、bに示すことができます。同様に、短すぎるまたは長すぎるイナーシャフェーズ持続時間誤差のグラフをそれぞれ図5a、bに示します。

アンダーフィルとオーバーフィルのエラーのシフト。

低圧と高圧のシフトエラー。

図 4a は、オーバーフィルエラーのあるシフトアップ時のスロットルギア 4 からギア 5 への 60 パーセントのパワーです。図 4b は、アンダーフィルエラーのあるシフトアップ時のスロットル 3 ～ 4 パワーが 50% の場合です。図 5a、b は、それぞれ高圧エラーと低圧エラーを伴う、スロットル 30 パーセントと 80 パーセントでのシフトアップ時のギア 3 からギア 4 へのパワーです。

シフトプロセスの品質を評価し、補償戦略 21 を採用するかどうかを決定するために、文献 22 ではシフト品質のすべての指標パラメーターが要約されており、その式は次のとおりです。

ここで、 \({Q}_{s}\) はシフト品質、 \({J}_{s}\) はトランスミッション出力トルクの変化率であり、式 1 で表すことができます。 (5)、\({T}_{s}\) は 2 つのギア間の伝達時間、\({\omega }_{s}\) は伝達出力角速度偏差、\({\delta }_ {s}\) は角加速度変化率です。

\({\delta }_{s}\) は次式のように表すことができます。 (6)

ここで、\(\theta (t)\) はトランスミッション出力シャフトの角加速度、\({r}_{w}\) はタイヤ半径、\(s\) はタイヤの一定スリップ、\(a(t) \) は車両の線形加速度です。

車両の駆動力学方程式は式(1)で表されます。（7）。

\({F}_{t}\) は駆動輪に作用する地面の接線方向反力を表し、その式は式(1)で示されます。 (8)。 \({T}_{0}\) はトランスミッション出力トルク、\({i}_{0}\) は主減速比、\({\eta }_{0}\) はドライブトレインの機械的トルクです。トランスミッション出力から車輪までの効率を高めます。

\({F}_{f}\) は転がり抵抗を表し、その式は式 (1) に示されます。 (9)。 \(m\) は車両重量、\(g\) は重力加速度、\(f\) は転がり抵抗係数、\(\alpha\) はランプ角度です。

\({F}_{w}\) は風の抵抗を表し、その式は式 (1) に示されます。 (10)。ここで、 \({C}_{D}\) は空気抵抗係数、 \(A\) は車両の進行方向の風上エリア、 \(u\) は車両に対する空気の速度です。

\({F}_{i}\) はランプ抵抗を表し、その式は式 (1) に示されます。 (11)。

\({F}_{j}\)は車両の加速抵抗を表し、その式は式(1)で示されます。 (12)。 \(\delta\) は、回転質量の慣性モーメントを考慮した後の自動車の回転質量の換算係数です。

等式を代入する (8)、(9)、(10)、(11)、(12)を式に代入します。（7）。

微分方程式 (13) から、式 (13) が得られます。 (14)。

式から (14) より、車速と前後加速度が比較的小さい場合、 \({T}_{0}(t)\) の変化率は \( a(t)\) の変化率が \({T}_{0}(t)\) の変化率により大きく影響するのは、車両の速度と前後方向の速度が異なる場合です。加速度が上がっています。これは、実際の車両の乗員が知覚する車両のジャークと一致します。

上記の結果を使用し、シフト品質に対する風抵抗サブ項目の影響を無視すると、シフト品質の式は式 (1) として定義されます。 (15)。

ここで、 \({q}_{1}\)、 \({q}_{2}\)、 \({q}_{3}\) はサブ項目の重み係数を表します。 \(\omega (t)\) は実際の速度を表し、\({\omega }_{0}(t)\) は希望の速度を表し、\({T}_{best}\) は経験主義によって決定された最適時間を表します。

図 4 はクラッチタイアップカーブとエンジンフレアカーブを示しています。どちらもトルク段階で発生していますが、不適切な充填時間によって引き起こされます。エンジンとトランスミッションの動作特性は車両ごとのばらつきやライフサイクル中のクラッチの磨耗によって変化するため、充填時間は通常一定ではありません。この変動を補正するために充填時間を手動で調整する方法は、市場には適用できません。

充填時間を適応的に調整するには、トルク位相の速度偏差を計算し、それがエンジンフレアなのかクラッチタイアップなのかを判断する必要があります。図6にクラッチタイアップとエンジンフレアによる入力回転数偏差度の算出原理を示します。

トルク相の速度偏差の原理。

図6に示すように、クラッチタイアップとエンジンフレアの速度偏差の計算原理は基本的に同じであり、目標速度曲線の設定が鍵となります。予想速度曲線は 2 つの直線フィッティング曲線 L1 と L2 で構成されます。Ｌ１は、Ｔ１とＴ２との間のエンジン回転数によって直線的に当てはめられる曲線であり、Ｌ２は、Ｔ３とＴ４との間のエンジン回転数によって直線的に当てはめられる曲線である。実際のソレノイドバルブ制御指令と油圧システムの応答の遅れ特性を考慮して、フィッティング期間の時点を選択するルールは次のとおりです。 T1 は変速要求が発生した時点であり、T1 は変速要求が発生した時点です。シフトが始まります。 T2はオイルドレンソレノイドバルブが全開になった時点です。式 1 に示すように、T3 は、T2 にトルクフェーズ時間を加えたものと等しくなります (この論文では、トルクフェーズ時間 \(\Delta {T}_{torque}\) は 0.2 秒です)。 (16); Ｔ４は、変速機入力回転数が目標変速段に達した時点である。

L1 と L2 からなる目標速度曲線 \({X}_{L}\) を L とすると、その離散式は式 (1) で表されます。 (17)。実際の取得速度を表す線分の離散表現を式(1)に示します。 (18)。出力速度を表す線分の離散表現を式(1)に示します。 (19)。

方程式から。 (17)、(18)、(19) の速度偏差面積積分 \({A}_{rea}\) と加速度変化率 \({B}_{acce}\) の離散式は次のようになります。として書くことができます。 (20) と (21)。 \(\Delta \mathrm{t}\) はサンプリング時間間隔です。

図 7 に、トルク位相シフト適応のフローチャートを示します。オイル充填時間を適応的に迅速かつ効率的に調整するには、まず変速プロセスの種類を判断し、速度偏差領域を計算し、次に速度偏差領域に応じて適応ゲインの値を決定する必要があります。適応ゲインは充填時間の初期値を修正します。新しく更新された値は、シフト品質が以前よりも優れている場合、同じ作業条件下で対応するシフト制御パラメータのメモリに保存されます。なお、図7の\({\mathrm{G}}_{h}\)、\({\mathrm{G}}_{s}\)はクラッチタイアップ変速の場合を正とし、一方、シフトがエンジンフレアの場合は負になります。 \({Q}_{ss}\) は、元々計算された \({\mathrm{Q}}_{s}\) とは異なる指標であり、計算方法は \({ \mathrm{Q}}_{s}\)。 \({\mathrm{A}}_{max}\) と \({\mathrm{A}}_{min}\) はそれぞれトルク位相速度偏差領域閾値の最大値と最小値です。それらの値は実験や手作業の経験を通じて得られ、その値の大きさはシフト処理の次数比と密接な関係がある。パラメータ \({G}_{h}\) および \({\mathrm{G}}_{s}\) に関して、トルク位相シフト適応では、 \({\mathrm{G}}_{h }\) はオイル充填時間の最大ゲイン値を表します。これはこの論文では制御周期の 3 倍であり、\({\mathrm{G}}_{s}\) はオイル充填時間の最小ゲイン値を表します。時間調整であり、その値は制御周期時間 10ms です。

トルク位相シフト適応のフローチャート。

トランスミッションの電気油圧制御システムは、典型的な時間遅延非線形システムです。システムが制御不能になるのを防ぐために、一度に調整できるパラメータは 1 つだけです。トルクフェーズの重要な役割を考慮して、適応戦略の実際の適用では、トルクフェーズに影響を与えるオイル充填時間が最初に調整され、次にオイル充填時間が適切に調整されたときにイナーシャフェーズが適応的に調整されます。より良い状態。

図８に示すように、慣性位相適応戦略は、速度偏差の計算のための所望の速度プロファイルの選択においてトルク位相適応戦略とは異なる。このセクションでは、パラメータ \({\mathrm{T}}_{1}\)、\({\mathrm{T}}_{2}\)、\({\mathrm{T}}_{3} \)、\({\mathrm{T}}_{4}\) は、トルク位相の適応制御戦略、\({\mathrm{T}}_{5} の計算方法と同じ方法) で得られます。 \) を式に示します。 (22)。 \({\Delta T}_{inertia}\) は最適なイナーシャフェーズ期間であり、その値は実験的および経験的に得られます。 \({T}_{6}\) は、最終フェーズが完了した時刻です。

イナーシャフェーズの速度偏差の原理。

次に、\({\mathrm{T}}_{1}\) と \({\mathrm{T}}_{2}\) の間の速度データを線形フィッティングすることで L1 を取得できます。 L2 は、\({\mathrm{T}}_{3}\) と \({\mathrm{T}}_{4}\) の間の速度データを線形フィッティングすることで取得できます。 L3 は、\({\mathrm{T}}_{4}\) と \({\mathrm{T}}_{6}\) の間の速度データを線形フィッティングすることで取得できます。点 P は線 L1 と L2 の交点です。点 P と L4 を形成できる点 M は、\({\mathrm{T}}_{5}\) と L3 によって決定できます。最後に、L1、L4、L3 で構成される目的の速度曲線 \({\mathrm{X}}_{L}\) を取得します。パラメータ \({\mathrm{Q}}_{s}\)、\({\mathrm{A}}_{rea}\)、\({\mathrm{B}}_{acce) の計算方法}\)はトルクフェーズと同じです。点 P は、慣性位相適応アルゴリズム全体の精度を決定する重要な点であり、トルク位相が終了する理論上の動作点を表すことに注目する価値があります。

図 9 は、慣性位相シフト適応のフローチャートを示しています。イナーシャフェーズ適応制御アルゴリズムを実行する前に、まず現在トルクフェーズ適応制御が行われているかどうかを判定する。これは、トルク位相パラメータとイナーシャ位相パラメータを同時に調整することにより、制御プロセスシステムが制御不能になったり、不安定になったりすることを回避するためです。イナーシャフェーズ適応制御では、実際の速度と期待速度との偏差を計算してソレノイドバルブ電流を適応的に調整し、圧力を一定の範囲内に調整します。最後に、シフト品質を使用して、シフトプロセスが最適化されているかどうかを評価し、メモリ内の現在のパラメーターを更新するかどうかを決定します。ここで、\({P}_{c}\) は元のソレノイドバルブ電流、\({P}_{a}\) は適応調整後のソレノイドバルブ電流を表します。

慣性位相シフト適応のフローチャート。

なお、慣性位相シフト適応において、\({\mathrm{G}}_{h}\) は電流値調整の最大ゲイン値を表しており、本稿では 30 に設定しています。 ({\mathrm{G}}_{s}\) は電流値調整の最小ゲイン値を表し、本稿では 10 に設定します。 \({G}_{h}\) の値が大きすぎると、アルゴリズムは収束せず、不安定になります。 \({\mathrm{G}}_{s}\) の値が大きすぎると、アルゴリズムの精度が低下します。 \({\mathrm{G}}_{h}\) と \({\mathrm{G}}_{s}\) の値が小さすぎると、アルゴリズムの収束が遅くなり、高効率の要件。

トルクフェーズとイナーシャフェーズの適応制御戦略は、暴動用多目的車両でテストおよび検証されています。図10は実車実験の写真である。リアルタイムデータ収集・記録システムはLabVIEWでプログラムされた自社開発ソフトウェアによって実装され、本論文で提案した制御戦略を組み込んだオートマチックトランスミッション制御ソフトウェアが実装されている。 TCUで。

暴動用多目的車両の実験。

トランスミッションコントロールユニット (TCU) のコアプロセッサは、高性能 16 ビット Freescale チップです。また、走行プロセス全体における変速データの解析を容易にするため、必要な速度センサー（ポンプ回転数、タービン回転数、出力回転数など）を搭載するほか、クラッチ圧トランスデューサーも6台搭載しています。 TCU とデータ収集および記録システムのサンプリング時間は両方とも 10 ミリ秒に設定されます。また、適応制御戦略の試験に使用した実験車両の詳細な車両パラメータと動作条件を表2に示します。

図 11a は、トルク段階でのオーバーフィルの適応制御の実験結果を示しています。この図では、充填時間の 3 つの適応調整にそれぞれ対応する 3 セットの実車実験データが表示されていることがわかります。赤い曲線は初期のシフト制御曲線です。青い曲線は、1 回の適応補正後の 2 番目のテストデータです。緑色の曲線は最終的なシフト制御曲線であり、2 つの適応補償戦略後の最適なシフト制御曲線を表しています。現在のグラフと圧力グラフから、ラウンド 3 の PCS1 ソレノイドバルブ充填時間がラウンド 1 と比較して 60 ms 短縮され、トルク段階でのピーク係合クラッチ圧力 C3 が 2.57 バールから 2.25 バールに減少していることがわかります。

オーバーフィルとアンダーフィルの適応制御。

図 11b は、トルクフェーズにおけるアンダーフィルの適応制御の実験結果を示しています。赤い曲線は、適応調整前のシフトプロセス曲線です。エンジン回転数カーブを見ると、トルクフェーズでフレア現象が発生していることがわかります。適応調整後は、ソレノイドバルブ PCS2 の充填時間が適応調整前に比べて 30 ms 増加し、スムーズなシフトプロセスが発生しますが、対応する係合クラッチ圧力 C2 の谷の値は、調整中に 2.35 bar から 2.66 bar に増加します。トルクフェーズ。

図 12 は、異なる慣性相圧力適応制御戦略によるアップシフト時のギア 3 からギア 4 へのパワーの車両実験結果を示しています。図 12a は、スロットル 30% でのイナーシャフェーズ係合クラッチ圧力 C2 適応制御の実験結果です。赤いエンジン速度曲線から、イナーシャフェーズ中の C2 圧力が高いことがわかります。これは、接続クラッチがより多くの力を受け、より早く接続されることを意味し、そのためエンジン速度の傾きが大きくなります。適応制御戦略は、図 12a の青と緑の曲線で示されているように、慣性フェーズで接続されたクラッチの圧力を減少させます。適応調整後の最適なシフト制御曲線のイナーシャフェーズ期間は 141 ms から 458 ms に増加しました。

高圧と低圧の適応制御。

図１２ｂは、スロットル８０％におけるイナーシャフェーズ係合クラッチ圧力Ｃ２の適応制御の実験結果である。ショートイナーシャタイムエラーとは異なり、ロングイナーシャタイムエラーが発生した場合には、締結クラッチソレノイドバルブPCS2の電流を適応的に調整してイナーシャフェーズC3圧を上昇させ、集合クラッチの締結を早める。図12bのエンジン速度曲線に示されているように、適応戦略の最適化後のシフトのイナーシャフェーズ期間は、元の736〜409ミリ秒から短縮されています。

上述の暴動用多用途車両の実験結果により、通常の状況ではシフトプロセスの制御パラメータを 3 ラウンド目で最適な範囲に適応的に調整でき、一部の小さな状況では 2 ラウンド目で適切な値に適応できます。逸脱。したがって、適応制御戦略の効率は実際の車両に適用できるほど十分に高いです。

本稿では、まず自社開発の7速オートマチックトランスミッションをモデルとして、その変速制御過程における比例ソレノイドバルブ電流、クラッチ圧、速度、トルクの関係を明らかにする。市場用途のコスト管理要件を考慮して、車両のオートマチックトランスミッションには通常、必要な速度センサーのみが取り付けられます。したがって、ソレノイドバルブ制御電流の前提に基づいて、乗員の快適性とコンポーネントの耐久性を向上させることを目的として、トルクフェーズとイナーシャフェーズの2つの適応制御戦略が提案されています。適応制御戦略を組み込んだ TCU ソフトウェアプログラムが開発され、7 速オートマチックトランスミッションを備えた暴動用多目的車両に実装されました。実験結果は,本論文で提案した適応制御戦略がエンジンフレアとトルクフェーズのクラッチタイアップを効果的に補償し,イナーシャフェーズを適切な時間範囲内に維持できることを示した。提案されたシフトプロセス適応制御戦略は、製造誤差、ライフサイクルの変化、または油圧特性のその他の変化がシフト品質に及ぼす影響を改善するために、他のタイプの自動変速機にも適用できます。

現在の研究中に生成および分析されたデータセットは、当社が自社開発したオートマチックトランスミッション製品の中核パラメータを含むため、一般には公開されていませんが、合理的な要求に応じて責任著者から入手可能です。

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この研究を支援してくださった中国北方車両研究所、タンクトランスミッション国防科学技術重点研究所、トランスミッション技術部AT電子制御チームのメンバーに感謝します。

タンクトランスミッション国防科学技術重点実験室、中国北方車両研究所、北京、100072、中国

Wujun Zou、Ye Wang、Chaojie Zhong、Zhenchuan Song、Shenlong Li

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WZ：執筆と原稿の修正。 YW: データ分析。 CZ: データ収集。 ZS: 図 1 と表 1 を作成しました。 SL: 原稿をレビューしました。すべての著者が記事に貢献し、提出されたバージョンを承認しました。

ゾウ・ウージュンへの対応。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Zou、W.、Wang、Y.、Zhong、C. 他。オートマチックトランスミッションの変速プロセス制御に関する研究。 Sci Rep 12、13054 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-17413-7

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受信日: 2022 年 4 月 19 日

受理日: 2022 年 7 月 25 日

公開日: 2022 年 7 月 29 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-17413-7

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