Hybrid Electric Powertrain Comparative Study 

 

Friday, June 29, 2012 

Rémy Laporte 

 

 

KTH Royal Institute of Technology 

 

 

‐i‐  

Abstract  

New trends for environmentally‐friendly mobility are rising and expectations derived from customers are  significant. Urban areas  such as London or even Stockholm are starting  to build urban  tolls by charging conventional vehicles while full‐electric powered vehicles are exempted. Carbon taxes will be certainly introduced at the EU scale in the next decade, which will strengthen those expectations of  transportation  changes  especially  regarding  private  vehicles.  High  electrification  degree  of conventional  vehicles  has  to  be  performed  to  answer  to  those  expectations.  To  avoid  range restriction mainly  related  to  the  energy  content  limitations  in  battery  electric  vehicles  (BEV),  fuel tank  has  to  be  kept  in  conjunction with  internal  combustion  engine.  Thereby,  according  to  this statement, the design of either a plug‐in hybrid electric vehicle (PHEV) or a range extender (REX) in a second extent with an extensive full‐electric range is relevant in the next decade. 

 

Figure 1: Peugeot 208 (side view) 

The  conventional  vehicle  here  considered  as  reference  is  the  Peugeot  208 manufactured  by  PSA Peugeot Citroën since April 2012 and depicted in Figure 1. This vehicle will be transformed in a PHEV according to four hybrid electric powertrains considered as relevant: Parallel hybrid topology, Series hybrid  topology,  Power‐Split  hybrid  topology,  and  Series/Parallel  hybrid  topology.  Energy consumptions  i.e.  electric or  fuel  consumptions, performances  such  as  top  speed  capabilities  and acceleration  capabilities,  and  even manufacturing  cost  assessment  are  discussed  in  this material. Advantages  and  drawback  of  the  four  hybrid  drivetrains  are  highlighted  regarding  those specifications.  The  Series  hybrid  topology  is  definitely more  suitable  for  urban  areas, whilst  the Parallel hybrid  topology  is more dedicated  for  road and highway driving conditions both  regarding energy  conversion  efficiency.  The  Power‐Split  and  the  Series/Parallel  hybrid  topologies  are more multipurpose  regarding  energy  consumptions.  Basically  carbon  dioxide  emissions  are  significantly reduced  for  all  the  hybrid  topologies  in  the  same magnitude  due  to  the  similar  extensive  range capability in full‐electric mode derived from the large battery pack implemented (PHEV/REX design). Performances  of  the  hybrid  drivetrains  are  either  enhanced  especially  regarding  acceleration capabilities mainly owing to power addition capabilities or degraded especially regarding top speed capabilities mainly  due  to  the  vehicle  gross mass  increase. Manufacturing  costs  are  significantly increased  since electrical machines, wirings, power electronics, battery pack and  so on are added. The  most  affordable  PHEV/REX  regarding  exclusively  manufacturing  costs  is  the  Parallel  hybrid topology for which the electrical machine is mounted on the front wheel. 

   

‐ii‐  

Keywords  

Hybrid  electric  vehicle,  Range  extender,  Plug‐in  hybrid,  Parallel  hybrid  electric  topology,  Parallel hybrid electric topology, Series hybrid electric topology, Power‐split hybrid electric topology, Peugeot 208,  Emission  reduction,  Fuel  consumption,  Performances,  Powertrain,  Three‐cylinder  engine, Electrical Machine, Electrochemical battery, Planetary gear set, Atkinson, Matlab, Simulink. 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Thanks  

My 6‐month Master Thesis was carried out at PSA Peugeot Citroën Company in the Vélizy facilities in southwestern  Paris  suburb.  First  of  all  I wish  to  thank  a  lot my  company  supervisor M. Ardeshir GOLGOLAB to bring me supports and advice throughout my internship. In addition, I thank also a lot all  the staff members of the DPVE department at PSA which have pleasantly hosted me. Besides,  I thank M. Mats LEKSELL, teacher at the KTH Electrical Engineering department, who will recognize in this material a relevant continuation of his course “Hybrid Vehicle Drives” [1]. Finally, I thank a lot my academic  supervisor,  Ms.  Annika  STENSSON  TRIGELL,  teacher  at  the  KTH  Vehicle  Engineering department, for her support despite the distance.   

‐iii‐  

Content  

Abstract .................................................................................................................................................... i 

Keywords .................................................................................................................................................. ii 

Thanks ...................................................................................................................................................... ii 

Content .................................................................................................................................................... iii 

1  Background ...................................................................................................................................... 1 

1.1  Context .................................................................................................................................... 1 

1.2  Aims & Purposes ...................................................................................................................... 1 

1.3  Scopes ...................................................................................................................................... 1 

2  Basics of Electrical Hybridization ..................................................................................................... 3 

2.1  Electrical Hybridization Topology ............................................................................................ 3 

2.2  Electrical Hybridization Degree ............................................................................................... 5 

2.3  Summary.................................................................................................................................. 7 

3  Presentation of Vehicle Components .............................................................................................. 8 

3.1  Internal Combustion Engines .................................................................................................. 8 

3.2  Electrical Machine & Power Electronics ................................................................................ 11 

3.3  Battery Pack ........................................................................................................................... 13 

3.4  Transmissions ........................................................................................................................ 18 

4  Design & Modeling ........................................................................................................................ 22 

4.1  Vehicle Specifications ............................................................................................................ 22 

4.2  Reference Vehicles ................................................................................................................ 23 

4.3  Power Preliminary Design of Hybrid Electric Powertrains .................................................... 30 

4.4  Parallel Topology ................................................................................................................... 31 

4.5  Series Topology ..................................................................................................................... 39 

4.6  Power‐Split Topology ............................................................................................................ 45 

4.7  Active Strategy Control .......................................................................................................... 50 

4.8  Series/Parallel Topology ........................................................................................................ 53 

5  General Comparisons .................................................................................................................... 58 

5.1  Gross Mass Comparisons....................................................................................................... 58 

5.2  Energy Consumptions ............................................................................................................ 58 

5.3  Performances ........................................................................................................................ 62 

5.4  Powertrain Manufacturing Cost Assessment ........................................................................ 63 

6  Conclusion & Discussion ................................................................................................................ 64 

‐iv‐  

Appendix 1: Driving Cycles .................................................................................................................... 66 

Appendix 2: Optimum Operating Line .................................................................................................. 69 

Appendix 3: Energy Consumptions: Case Studies ................................................................................. 71 

Appendix 4: Atkinson Cycle for Spark‐Ignition Internal Combustion Engine ........................................ 75 

References ............................................................................................................................................. 78 

Tables & Illustrations ............................................................................................................................. 79 

Nomenclature ........................................................................................................................................ 83 

 

‐1‐  

1 Background 

1.1 Context Transportation  is  fundamental  for  societal  and  economic  growth.  However,  nowadays, transportation is mainly based on fossil fuels such as oil and coal which are used through combustion process which is both not so efficient and generator of greenhouse gases such as carbon dioxide. In addition, those fuels are considered as non‐renewable energy that mankind  is depleting faster than the necessary time to aggregate the energy in them. Therefore, the exclusive use of those fuels will lead to a quick overall depletion and major emission of greenhouse gases, which will  induce both a global warming hastiness and significant societal risks of  instability. Accordingly, changes to a more sustainable society less dependent on fossil fuels have to be operated, and consist of both pollutant emission reduction and use of more environmentally‐friendly fuels for transportation purposes. 

Here  only  the  issues  related  to  pollutant  emission  reduction  are  going  to  be  discussed.  The  first statement related to emission reduction can be achieved by improving energy conversion efficiency of the various types of engine used today. One way to do that  is to use energy buffering devices to support  the  internal  combustion engine during peak power  requirements by making  it operate at higher efficiency without  load amplitude requirements. Hybrid Electric Vehicles  (HEVs) are  induced by this statement where the most known and simplest energy buffering system is implemented, the so‐called electric battery.  

1.2 Aims & Purposes HEVs  are  characterized  by  their  on‐board  battery  energy  content  and  power  capability,  their electrical machine power, and  their powertrain  layout. The  first  two  features are more  related  to vehicle performances such as acceleration capability, whilst  the  last  feature  is more  related  to  the core  of  the  hybrid  electric  system.  The  aims  and  purposes  of  this  material  are  to  draw  up  a comparative  investigation  between  the  main  hybrid  electric  powertrains  and  the  equivalent conventional vehicle regarding energy conversion efficiency, performances, and costs.  

1.3 Scopes The comparative study drawn up  in this material  is  focused on the Peugeot 208 (cf. Figure 2). Two vehicles  based  on  this  car model  powered  either  by  the  1.0‐litre  3‐cylinder  in‐line  gasoline  EB0 engine  or  by  the  1.2‐litre  3‐cylinder  in‐line  gasoline  EB2DT  turbocharged  engine  are  going  to  be discussed and will be considered as reference vehicles in this study. The Peugeot 208 is considered as a car from the B segment as the Volkswagen Polo for instance. 

 

Figure 2: Peugeot 208 (rear view) 

‐2‐  

In addition,  the comparative  study  regarding energy efficiency  is going  to be drawn up exclusively through  the WLTP  (World harmonized Light‐duty Test Procedure) driving cycle, even  though  some specific model  validations  and power  designs  are  going  to  be made  through other  driving  cycles: NEDC (New European Driving Cycle) and INRETS UL1 cycle. Those three driving cycles are presented with their respective details in Appendix 1. 

Furthermore, only four hybrid electric powertrain families were considered to be relevant according to  HEV  market  today,  technical  feasibility,  and  development  maturity.  They  are  going  to  be investigated  in  this material.  In  addition  to  those  hybrid  electric  powertrains,  only  an  application plug‐in hybrid (PHEV) or range extender (REX) in a larger extent related to the electric hybridization degree of the Peugeot 208 is going to be studied. 

Finally, acceleration performance assessment  is going  to be  carried out only according  to  the  two major performance tests: standing start testing up to 100 km/h, and acceleration testing from 80 up to 120 km/h. 

Handling and vehicle dynamics will not be discussed in this material.    

   

 

2 BaAs preseefficiencthe implpropulsi

Electric powertrto under

2Hybridizelectric already three sp

‐ ‐ ‐

Note  thaoperate the road

The firstfeaturesThe powdevice  (power dthe dedi

Figure

The  secofeaturesparallel 

asics of Elented previocy by supportlementation on mode and

Hybridizatioain and its drstand that b

.1 Electration topolopowertrain. purchasableecific feature

ICE speed adICE torque aPower addit

at engine spat specific o

d power requ

t hybrid elects are ICE torqwer‐split topoassumed  to evices, and acated part. 

e 3: Power‐Split

ond  hybrid s  are  ICE  tohybrid  pow

lectrical ously,  the aiting engine dof electricad regenerati

on  is  defineegree regardboth fields ar

rical Hybrogy is the firsPlenty  of  v today. Howes which are

djustment cadjustment caion capabilit

peed and  toroperating pouirements.  

tric family inque & speedology is depibe  a planeta battery pac

t Hybrid Electri

electric  famorque  adjustwertrain  cons

 Hybridizm of  vehicleduring peak l machines bve braking.

ed  both  by ding its relatre clearly ind

ridizationst feature revarious  electwever, all of te the followin

apability  apability ty (engine & 

rque adjustmoints with hi

n term of veh adjustmenticted in Figutary  gear  seck. More det

 

ic Powertrain

mily  in  term tment  capabsists  of  an  e

‐3‐ 

zation e electric hyload, and thbrings new c

its  topologive electricadependent.

n Topologlated to HEVtric  hybrid  dthem can beng: 

EM power a

ment capabilgh efficienci

hicles sold tot capability inre 3. It conset  as  implemtails, especia

of  vehiclesbility  in  conelectrical ma

ybridization  ien reduce emcapabilities t

gy  related  tl machine po

gy Vs. Any HEV idrivetrains  are gathered in

ddition) 

lities are reqies  for a giv

oday is the pn conjunctioists of two e

mented  in  thally regarding

Figure 4: P

sold  today junction  witachine,  an  a

is  to  improvmissions suco the vehicle

to  its  dedicower for inst

is first charare  either  unn four main 

quired  to eaen required 

power‐split tn with poweelectrical mahe  Toyota Prg related for

Parallel Hybrid 

is  the  parath  power  aautomated  g

ve energy  coch as CO2. In e such as fu

ated  hybridtance. The re

cterized by inder  developfamilies acco

sily make  thpower deriv

topology wher addition cachines, a porius),  two  elmula, will be

Electric Powert

llel  topologyddition  capagearbox  or 

onversion addition, ll‐electric 

d  electric eader has 

its hybrid pment  or ording to 

he engine ved  from 

ose main apability. ower‐split ectronics e given in 

 

train 

y, whose ability.  A a  CVT,  a 

‐4‐  

reduction gear set if required, a power electronics device, and a battery pack. Two layouts for the EM implementation are today established: 

‐ EM mounted between the engine shaft and the gearbox (or the CVT) after the gearbox clutch ‐ EM mounted somewhere between the gearbox (or the CVT) and the transaxle gear set 

The  first  layout  allows  the  vehicle  to  recharge  its  battery  at  standstill  in  neutral  position  of  the gearbox or the CVT.  In addition, the EM mounted after the gearbox clutch allows the vehicle to be propelled in full‐electric mode without engine friction. Note that the reduction gear set is potentially not  required  for  this  layout  since  the  shaft  is  rotating  at  high  speed  (engine  speed).  The  second layout  does  not  allow  the  vehicle  to  recharge  its  battery  at  standstill,  but  nonetheless  allows smoothing breaking torque during gear change if a gearbox is implemented. In addition, mechanical transmission efficiency  is closely similar with  this derived  from  the  first  layout  in  full‐electric mode since  the  gears  of  the  gearbox  have  to  rotate  partially.  Finally  the  second  layout with  a  5‐speed automated gearbox was selected as the reference parallel topology as pictured in Figure 4 for similar concept development purposes with  the hybrid system already developed by PSA Peugeot Citroën under  the name of “HYbrid4”  [2] and  the  slightly better mechanical  transmission efficiency  in  full‐electric mode. Here the EM is mounted on the front transaxle gear set, whilst this is mounted on the rear transaxle  in the HYbrid4 system to get four wheel drive capability. Both are basically similar to the  second  layout  though  the  EM  is  not mounted  on  the  shaft  between  the  transaxle  and  the gearbox  (or  the  CVT).  More  details,  especially  regarding  related  formula,  will  be  given  in  the dedicated part. 

In addition, the series topology defined as an electric generator for propulsion purposes, is the third hybrid  electric  family  in  term  of  vehicles  sold  today  (currently  only  sold  by  Fisker).  The  series topology  is depicted  in Figure 5. Here only  ICE torque & speed adjustment capability related to the hybridization topology  is achievable. The series hybrid electric powertrain consists of two EMs, one defined as generator and another defined as  traction machine, a  reduction gear  set  for EM  speed adaptation purposes for the traction machine since the generator speed is assumed to fit with engine speed, two power electronics devices, and a battery pack. More details will be given in the dedicated part. 

 

Figure 5: Series Hybrid Electric Powertrain 

 

Figure 6: Series/Parallel Hybrid Electric Powertrain 

 

Finally,  ttorque &additionPower‐Spicturedthe equion the trregardin

Thereforspecific fis the onare arranbe kept 

 

2Hybridizregardinfollowing

‐ ‐ S‐ ‐ ‐

the  last hyb& speed adju  capability. Split  topologd  in Figure 6.ivalent seconransaxle geang related for

re, hybrid elefeatures sucnly one whicnged by featafterwards.  

.2 Electration  degreng various eleg: 

Power ratio Stop & Start RegenerativePower assistFull‐electric 

rid electric  fustment capaThose  featu

gy  since  the.  It consist ond, fourth anar set, two pormula, will b

ectric powerch as power ch can both atures in Figur

Figure 7: 

rical Hybre  is  the  secectrification 

between ICEcapability e braking catance to the propulsion c

family  is  theability or ICEures  are  notey  cannot  bof two EMs, nd fifth gearower electroe given in th

rtrain topoloaddition capadjust enginre 7. Note th

Principle Diagr

ridizationcond  featuredegrees, the

E power and 

pability (limiICE (limited capability (lim

‐5‐ 

e Series/ParaE torque adjut  exactly  sime  performedan automater ratios, a redonics deviceshe dedicated 

gies were intpability for ine operating hat the color

ram of Electric 

n Degree e  related  toe HEV is def

EM power

ted or expanor permanenmited or exp

allel  topologustment capmilar  to  themd  at  the  saed gearbox wduction gears, and a battepart. 

troduced annstance in Fipoints and ar code for ea

Hybridization T

 o  HEVs.  Accofined differen

nded) nt) anded) 

y, whose  feaability in conm  presentedame  time.  Twith only thr set for the ery pack. Mo

d are gathergure 7. The allow power ch hybrid ele

Topologies 

ording  to  rently. Those s

atures are enjunction witd  in  the  casThe  Series/Phree speed rorange EM ore details, e

red accordingPower‐Split addition. Toectric power

elevant  specspecification

either  ICE th power se  of  the Parallel  is elated to mounted especially 

g to their topology opologies rtrain will 

 

ifications s are the 

‐6‐  

Those  specifications  are  closely  dependent  on  the  electrification  degree  of  the  vehicle  since  this latter has to be increased through higher EM power design or/and larger battery pack for instance to achieve  them.  Five  main  hybridization  degrees  can  be  highlighted  according  to  both  their specifications  and  their  respective  electrification  degree  and  are  depicted  in  Figure  8.  Each hybridization degree is discussed below in details: 

‐ Micro  Hybrid  related  to  Stop  &  Start  capability  through  the  implementation  of  an  ISG (Integrated Starter Generator), and limited or optional regenerative braking capability 

‐ Mild Hybrid  related  to Stop & Start  capability,  limited  regenerative braking  capability, and limited power assistance to ICE 

‐ Full  Hybrid  related  to  Stop  &  Start  capability,  expanded  regenerative  braking  capability, power assistance to ICE, and limited full‐electric propulsion capability 

‐ Plug‐in Hybrid and Range Extender related to Stop & Start capability, expanded regenerative braking capability, power assistance to ICE, and expanded full‐electric propulsion capability 

 

Figure 8: Hybridization Degree 

The list above is indexed from the lighter electrification degree to the more advanced electrification degree as shown  in Figure 8.  Indeed, the micro hybrid  is the first step of electric hybridization of a vehicle, whilst the plug‐in hybrid is the final one since the next step of electrification leads to remove the engine and therefore to design a BEV. A range extender in this classification is basically similar to a plug‐in hybrid about both electrification degree and specifications but is derived from a BEV whom the need of a longer autonomy was resolved by adding a combustion engine. In addition, the relative power  curves  related  to  both  ICE  &  EM  given  in  Figure  8  have  to  be  considered  as  indicative. Nonetheless, the slope changes for both curves pictured in Figure 8 are representative of the design requirements  of  such‐and‐such  HEV  in  conjunction  with  their  respective  electrical  hybridization degree. 

 

 Conventional Vehicle Mild HybridMicro 

HybridFull Hybrid Plug‐in Hybrid Battery 

Electric Vehicle

ICE power

EM power

Absolute Power Electrification Degree0% 100%

Range Extender

 

Stop&Startcapability (ISG introduction) Regenerative 

braking capability (optional & limited)

 

Stop&Start capability

Regenerative braking capability (limited) Power 

assistance to ICE (limited)

 

Stop&Start capability

Regenerative braking capability Power 

assistance to ICE

ZEV capability (limited)

 

Stop&Start capability

Regenerative braking capability Power 

assistance to ICE

ZEV capability (expanded)

‐7‐  

2.3 Summary To  design  a  hybrid  electric  vehicle  (HEV),  two  fields  have  to  be  taken  into  consideration independently: the electrical hybridization topology and the electrical hybridization degree. On  the one hand, the electrical hybridization topology deals with powertrain  layout, which  induces specific capabilities  such  as  power  addition  capability  for  instance.  On  the  other  hand,  the  electrical hybridization  degree  deals  with  electrification  degree  related  to  both  electric  power  capability through the EMs and energy storage capability through the battery. This electrification degree allows the vehicle  to get specifications such as stop & start capability, more or  less extensive  full‐electric driving mode, and so on. 

Through  this  introduction  of  Electrical  Hybridization,  the  reader  could  accordingly  get  a  better understanding  of  both  the  aims  and  the  scopes  of  this  comparative  study  of  hybrid  electric powertrains.  Thereby,  a  significant  battery  content  capacity  in  conjunction with  high  relative  EM power has to be considered since the main scope of this study is to design either a plug‐in hybrid or a range extender in a larger extent. In addition, the four main hybrid electric families derived from the Chapter  2.1  and  their  respective  powertrain  layout  were  introduced.  Those  four  hybrid  electric powertrain families presented as another scope of this comparative study will be discussed later on with more details regarding their respective energy efficiency, performances and costs. 

 

   

‐8‐  

3 Presentation of Vehicle Components The main vehicle components and their related efficiencies are going to be discussed in details in this section. First of all,  the  internal combustion engines used  in  this study are going  to be  introduced, and  then  the  electrical machine  in  conjunction with  its  related  power  electronics  is  going  to  be presented. Finally, battery pack and mechanical transmission devices are going to be discussed. 

3.1 Internal Combustion Engines Internal combustion engines and related specifications are going to be discussed here. In the context of  electrical  hybridization,  the  internal  combustion  engine  is  considered  as  the  primary  energy converter. As specified in Chapter 1.3, the engines used in this study are the so‐called EB0 and EB2DT engines manufactured by PSA Peugeot Citroën since the first quarter of 2012.  

3.1.1 EB0 Engine The EB0 engine is a 1.0‐litre 3‐cylinder in‐line spark‐ignition engine which delivers 50 kW peak power (about 65 hp). This peak power provided by the engine allows the Peugeot 208 to reach a top speed of about 170 km/h over a road gradient of 0%. 

 

Figure 9: Efficiency Map, Full‐Load Line (left) & Maximum Power Diagram (right) of the EB0 Engine 

The efficiency map and  the  full‐load  line of  this engine are presented on  the  left  side  in Figure 9, whilst the engine power diagram is presented on the right side. The engine idle speed is of 1000rpm, whilst the  idle fuel consumption  is of 0.28l/h. The red  line corresponds to the engine full‐load  line, which  corresponds  to  highest  delivering  engine  torques  for  a  given  engine  speed.  The maximum torque delivered by this engine is equal to 95Nm. The engine peak power of 50kW is reached for the engine  top  speed of 5500rpm  as depicted  in  Figure 9.  In  addition,  the highest  energy  conversion efficiency achieved by the EB0 engine is about 35%. 

For  both  hybridization  and  gear  shifting  strategy  purposes,  the  OOL  (Optimum  Operating  Line) related to this engine has to be drawn up. The OOL gathers the most efficient operating points of this 

0 2000 40000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1 0.1

0.15

0.15

0.150.15

0.2

0.2

0.20

0.22

0.22 0.22

0.25

0.25

0.25

0.27

0.27

0.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

0 2000 40000

10

20

30

40

50

Speed [rpm]

Pow

er [k

W]

‐9‐  

engine for a specific  load requirement. The blue  line  in Figure 10 shows the OOL related to the EB0 engine. More information about the OOL and its purposes are depicted in Appendix 2. 

 

Figure 10: Efficiency Map, Full‐Load Line & OOL of the EB0 Engine 

3.1.2 EB2DT Engine The EB2DT engine  is a 1.2‐litre  turbocharged 3‐cylinder  in‐line spark‐ignition engine which delivers 75kW peak power (about 100 hp). This engine is implemented in the sportive version of the Peugeot 208. The peak power provided by the engine allows the Peugeot 208 to reach a top speed of about 195km/h over a road gradient of 0% 

 

Figure 11: Efficiency Map, Full‐Load Line (left) & Maximum Power Diagram (right) of the EB2DT Engine 

The efficiency map and the full‐load  line of this engine are presented on the right side  in Figure 11, whilst the delivering engine power is on the left side. According to its related engine efficiency map, the best energy conversion efficiency achieved by the EB2DT engine  is equal  to 37%  i.e. 2% higher 

0 1000 2000 3000 4000 50000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.10.1

0.1 0.1

0.15

0.15

0.15 0.150.15

0.2

0.2

0.2 0.20

0.22

0.22

0.22 0.220.

0.25

0.25

0.250.25

0

0.27

0.27

0.270.27

0.30.3

0.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.320.

32

0.35

0.35

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

0 2000 40000

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0.10.1

0.10.15

0.15

0.15

0.20.2

0.2

0.220.22

0.22

0.25

0.25

0.25

0.27

0.27

0.27

0.3

0.3 0 3

0

0.32

0.32

0 3

0.3

0.35

0.35

0.35

0.35

0.36

0.36

0.360. 37

0.37

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

0 2000 40000

10

20

30

40

50

60

70

80

Speed [rpm]

Pow

er [k

W]

‐10‐  

than the EB0 highest efficiency owing to the turbocharged feature. The engine peak power equal to 75kW and is achieved at top engine speed i.e. 5500rpm. In addition, the maximum torque delivered by this engine is of 187Nm as depicted by the full‐load line. Finally, the idle engine speed is equal to 1000rpm, whilst the idle fuel consumption is of 0.47 liters per hour. 

The OOL of  the EB2DT engine was also drawn up  for both hybridization and gear  shifting  strategy purposes. The blue line in Figure 12 corresponds to the OOL related to the EB2DT engine, whilst both engine efficiency map and engine  full‐load  line are also depicted. More  information  regarding  the OOL and its purposes are located in Appendix 2. 

 

Figure 12: Efficiency Map, Full‐Load Line (blue line) & OOL (red line) of the EB2DT Engine 

3.1.3 Dynamic Operation of Internal Combustion Engines The  engine  operating  points  vary  as  quickly  as  the  power  requirement  is  varying.  All  the  engine efficiency  maps  presented  previously  are  related  to  combustion  performances  in  stationary operation. Thereby, the same maps are not clearly similar in transient transition when changing from one stationary operating point to another. Indeed there are several phenomena related to change of operating point which impact combustion performances such as [3]: 

‐ Air and exhaust gas flow changes i.e. “plug” effect of these gases ‐ Injection of more or less fuel leads to wall‐wetting phenomenon i.e. partial condensation of 

injected fuel to the inlet manifold, which reduces fuel that reached combustion chamber 

The engine control system associated with a rate of change of operating point via the means of a first order time constant allows the operation of the ICE to avoid dynamic effects. Thereby, if an internal combustion engine  is used with  limited dynamics owing to e.g. a 1‐second time constant, then the stationary maps presented above are more accurate to describe engine combustion performances. The motivation beyond better accuracy  is that the  intended use  in a hybrid electric powertrain  in a natural way allows  limitation of engine dynamics. Note  that  this dynamic  limitation  is not possible with conventional powertrains  since  the engine has  to  supply power at any  time according  to  the very variable road power requirements. Thereby, those engine efficiency maps will be assumed to be enough  correct  for  simulation  purposes  even  for  the  two  reference  vehicles  powered  by  a conventional powertrain and presented later on. 

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 50000

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0.1

0.10.1 0.1

0.150 .15

0.15 0.15

0.20.2

0.2 0.2

0.22

0.220.22 0.22

0.25

0.250.25

0.25

0.27

0. 270.27

0.270.3

0.30.3

0.32

0.32

0.32

0.320.

35

0.35

0.35

0.35

0.350.3

6

0.36

0.36

0.37

0.37

0.37

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

‐11‐  

3.2 Electrical Machine & Power Electronics 

3.2.1 Electrical Machine  The electrical machine (EM) used in this material is the so‐called EHA machine manufactured by the BMW/PSA  Joint  Venture  (BPCE).  This  machine  is  a  radial  three‐phase  permanent  magnet synchronous machine whose rotor consists of an alloy of neodymium, iron and bore. In addition, the EM full‐load line is depicted as a red line in Figure 13. In addition to the full‐load line, the efficiency map pictured  in corresponds to the EM efficiency by  including power electronics efficiency as well. Thereby, copper  losses,  iron  losses (hysteresis  losses and eddy current  losses), friction and windage losses of the machine [4] coupled with conduction and switching losses of the power electronics [5] are  depicted  in  this  efficiency map.  Note  that  beyond  the  full‐load  line  the  efficiency map  was expanded  in order  to avoid  computing  failures. The maximum  torque delivered by  the machine  is equal to 170Nm and is achievable up to the base speed. The base speed of this machine is equal to 200rad/s. 

Field weakening operation  is  included  in the full‐load  line depicted  in Figure 13. However, the field weakening  used  with  the  EHA machine  is  not  equivalent  to  an  ideal  field  weakening  since  the machine mechanical power  is not constant beyond  its base speed. Figure 14 depicts this difference caused by EM design limitations and EM control strategies between ideal field weakening operation and real operation through both a ωT diagram on the  left side and a ωP diagram on the right side. Therefore, the peak power delivered by the EHA machine is equal to 43kW and is only reachable for a speed of about 400rad/s. The mechanical power released at EM top speed  is equal to 32.5kW i.e. almost one quarter less than its peak power. In addition, a maximum energy conversion efficiency of 93% is achievable by the EHA machine.  

 

Figure 13: Efficiency Map & Full‐Load Curve (red line) of the EHA Electrical Machine 

Both the efficiency map and the full‐load curve of the EHA machine were considered as reference for either upsizing or downsizing purposes through machine torque and speed distortions according to power design of various hybrid electric powertrains. Note that the value of 35kW was considered as the EM  reference power  for upsizing/downsizing purposes. This  reference power value  is closer  to the  top  speed power  than  the peak power  since  the designed vehicles  in  this material have  to be 

0.4

0.4

0.4

0.4 0.4 0.4

0.5

0.5

0.5

0.5 0.5 0.5

0.6

0.6

0.6

0.6 0.6 0.6

0.7

0.7

0.7

0.7 0.7 0.7

0.8

0.8

0.8

0.8 0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85 0.85

0.9

0.9

0.90.9

0.9 0.90.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0 .9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0 .90.9

0.9

0.9

0.920.92

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

0 200 400 600 800 1000 1200 14000

20

40

60

80

100

120

140

160

‐12‐  

designed  for  relatively  high  top  speed  in  full‐electric  driving mode  as  discussed  later  on  in  the Chapter 4.1. 

 

Figure 14: Ideal & Real Field Weakening Operations related to the EHA Electrical Machine 

3.2.2 Power Electronics Power electronics used  in  conjunction with  the EM are  four‐quadrant AC‐DC  converters  since  the battery pack used in this material supplies a DC current, whilst reverse and braking capabilities have to be carried out by the EM through an AC current. The AC‐DC three‐phase converter consists of a three parallel‐connected full‐bridge converters, as depicted in Figure 15. Power electronics efficiency is already included in the EM efficiency map presented previously.  

 

Figure 15: Three‐phase ac‐dc Converter [5] 

In addition, pulse width modulation (PWM) is the method used for controlling the output voltages in this  three‐phase  AC‐DC  converter  through  the  three  power  transistor  devices.  Power  MOSFETs (Metal‐Oxide‐Semiconductor  field‐Effect  Transistor)  are  usually  the  best  candidates  as  transistor devices  in applications below 400V as assumed here. Indeed,  in this voltage range, power MOSFETs have  lower on‐state voltage drop,  faster‐switching  speeds and are easier  to control  in comparison with IGBTs (Insulated‐Gate Bipolar Transistors). Figure 16 depicts the circuit symbol of both a power MOSFET and an IGBT.  

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0.5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85

0.90.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.90.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

0 500 1000

0

20

40

60

80

100

120

140

160

Efficiency Mapideal ωT diagramreal ωT diagram

0 500 10000

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Speed [rad/s]

Pow

er [k

W]

ideal ωP diagramreal ωP diagram

‐13‐  

 

Figure 16: Circuit Symbols of Power MOSFET (left) & IGBT (right) [5] 

In addition  to  the AC‐DC converter whose efficiency  is  included  in  the EM efficiency map depicted previously, a DC‐DC converter has to be  implemented between the battery pack circuit and the DC circuit dedicated for the auxiliaries. This converter has a given conversion efficiency between 95 and 98%  and  was  assumed  to  be  negligible  in  this  study.  Thereby,  the  DC‐DC  converter  efficiency implemented in all the hybrid electric powertrains was assumed to be equal to 100%, and therefore was not taken into consideration for modeling. 

3.2.3 Regenerative Braking Capability One of the main advantages of the design of EMs implemented in vehicles is the capability to recover energy  during  braking,  the  so‐called  regenerative  braking.  Here  full  capability  to  recover  braking energy was assumed  in all this material since four‐quadrant power electronics were assumed to be implemented  in  conjunction with  suitable motor  control  system  and braking management  system such as the so‐called EHB system (Electronic Hydraulic Brake). Note that this full capability is however limited by the design regarding torque, speed, and power of the reference EM depicted previously by assuming that both the full‐load line and the efficiency map are similar between the quadrants. 

3.3 Battery Pack Plug‐in  hybrid  electric  vehicles  and  related  issues  are  going  to  be  discussed  in  this material.  As depicted  in  the  part  “Context”,  one way  to  improve  efficiency  of  the  ICE‐powered  vehicles  is  to implement  a  buffering  energy  system  in  order  to  handle  energy  consumption  variations  such  as absorbing braking energy or supporting the primary energy converter (internal combustion engine). Here in the electrification context, the secondary energy storage i.e. the battery pack is in most cases electrochemical. 

First  of  all,  a  short  overview  of  the  electrochemical  storage  systems  related  to  the  battery  pack technologies are going to be  introduced. The aim of this first part  is to warrant the finally selected battery  technology.  In addition,  the battery simulation model  is going  to be discussed. And  finally, the three battery strategy managements considered as relevant are going to be depicted in details. 

3.3.1 Electrochemical Storage An overview of the technologies of electrochemical storage related to the electrical battery pack  is going to be introduced in this part. 

Numerous battery types have been developed, but only a small number of them can be taken  into consideration  for  traction purposes. Four main  features are  related  to  the battery  technology. The energy density  (Wh/kg) gives a  relation between battery weight and battery energy  content. This parameter allows usually assessing vehicle range. The power density (W/kg) is a measure of the peak power capability related to the maximum available electrical current that the battery can deliver as a function of its weight. This parameter is directly connected to both the vehicle acceleration capability 

‐14‐  

and  its  achievable  top  speed.  In  addition  to  those  two  features,  the  cycle  life  is  the  number  of discharge/charge  cycles  a  battery  can  sustain.  The  cycle  life  capability  is  closely  related  to many factors such as power level at which the battery operates, the temperature, the depth of discharge, and so on. The cycle  life  feature  is given  in number of cycles  i.e. a charge  followed by a discharge according  to  specific  charging  and  discharging  degrees.  Here  the  life  cycle  is  considered  as terminated when the battery capacity falls under 70% of its nominal energy capacity. Finally, the last battery  feature  is  its  cost  given  per  kWh.  Table  1  gathers  all  the main  electrochemical  battery technologies used  today and  their  respective  features. The energy content values given  in Table 1 have to be compared with those from both the gasoline and the diesel which are both equal to about 12kWh/kg.  

 

Battery Technology 

Energy Content [Wh/kg] (cell level) 

Power Density [W/kg] (cell level) 

Cycle Life   Cost Assessment  

Lead‐Acid  35  110  600‐1000  € Nickel‐Cadmium  50  175  1500‐2000  €€€ Nickel‐Metal Hydride (NI‐MH) 

70  200  1500  €€ 

Sodium‐Sulphur  107  100  600  €€ Sodium‐Nickel Chloride (ZEBRA) 

90  110  1000  €€ 

Zinc‐Bromine  70  100  1000  €€ Zinc‐Air  180  125  400  € Lithium  100‐200  1000  1500  €€‐€€€ 

Table 1: Energy Content, Power Density, Cycle Life & Cost Assessment of Main Battery Technologies [3] 

High  power  density  is  required  for  power  assistance  to  the  engine  and  high  energy  recovering capability during braking  in battery  charge  sustaining mode.  In  addition  to  this  specification, high energy  content  is also  required  since one of  the  scopes of  this  study  is  to design a PHEV with an extensive  full‐electric mode  i.e. an extensive battery charge depleting mode capability. Finally,  the battery  cycle  life has  to be as high as possible  since  the  full‐electric driving mode will be  regular. Therefore,  according  to  those  requirements,  only  the  nickel‐metal  hydride  and  the  lithium technologies  are  likely  to  be  used  as  secondary  energy  storage  system  in  a  PHEV.  The  main advantage  of  the  NiM‐H  technology  is  its  cost  in  comparison  with  this  related  to  the  Lithium technology. However, its high energy content capability in conjunction with its higher power density makes the lithium technology as electrochemical energy storage the best candidate for the design of a PHEV. 

According  to  the  Vehicle  Specifications,  by  assuming  in  a  first  extent  an  electric  consumption  of about 120Wh/km, a requirement of about 9kWh  lithium‐ion battery pack whose 85%  is considered as  useful  is  implemented  in  each  hybrid  electric  powertrain with  an  energy  content  of  80Wh/kg (battery packaging mass included). 

3.3.2 Battery Model The battery model depicts the battery  losses that are dissipated through heat. A battery model can be made  very  complex,  since many  factors  have  to  be  taken  into  consideration  such  as  the  SOC (State‐Of‐Charge), the  temperature,  the electrical current, the SOH  (State‐Of‐Health), and so on.  In 

‐15‐  

this comparative study, a simple battery model was  implemented which  is characterized by both a constant internal resistance and a constant battery voltage. This battery model is one of the simplest one, but is well suitable for comparison purposes, and allows also the simulation computing times to be shorter. This battery model is depicted in Figure 17. 

 

Figure 17: Schematic Model of the Battery used in this material 

Here a battery voltage of 300V was assumed coupled with a battery loss at nominal power (PtermMAX=50kW) equal to 10%. This value of 50kW is derived from the electrical machine power requirement according to the Vehicle Specifications discussed later on. By taking into consideration those two assumptions, a battery resistance can be computed by taking into consideration Equations ( 1 ), ( 2 ) and ( 3 ). Here the battery resistance is thereby equal to 0.22Ω. Note that all parameters are described in the  

Nomenclature. 

. .   ( 1 ) 

 

  0.90   ( 2 )  0.10 

  ( 3 ) 

 

In  addition  to  those  two  main  assumptions,  the  battery  efficiency  can  be  computed  owing  to Equations ( 4 ) and ( 5 ) . Finally, the battery efficiency as a function of the battery terminal power is depicted  in  Figure  18. Negative  power  corresponds  to  battery  discharging, whilst  positive  power corresponds to battery charging. Moreover, the battery efficiency values  in the battery discharging area have to be understood by comparing them with two, which leads to get a battery efficiency of about 60% as battery discharging level of 50kW. 

2. 2. 

 

( 4 ) 

. 

 ( 5 ) 

Note finally that the assumption of a constant battery terminal voltage  is not so aberrant since the related power electronics converter is usually used to adapt the battery to a fixed voltage in order to 

Rbatt

ebatt

ibatt

Ploss

Pterm

Pcharge

‐16‐  

ensure  right operation of  the  traction  system  components.  The most  aberrant  assumption  in  this battery model is the constant resistance. Indeed, this latter parameter is significantly dependent on the battery SOC, its temperature, and the battery terminal power level. However, the value of 0.22Ω for  the battery  resistance  taken  into consideration  in  this material  is not  so aberrant.  Indeed,  this value is close to the overall resistance value of the 192‐cell lithium‐ion battery whose 96 cells are in series  studied currently at PSA Peugeot Citroën. This  specific battery delivers an overall voltage of almost 345V for a nominal voltage of 3.6V per cell while its overall capacity is of 15kWh. The nominal cell resistance is about equal to 2.5mΩ at 20°C and equal to 3.5mΩ at 10°C. Thereby, the overall cell resistance of this battery is included between 0.12Ω and 0.17Ω respectively. Even though this specific battery pack  is slightly different  to  this  implemented  in  this study especially  regarding  its capacity, the magnitude is similar since windings and connectors were not taken into consideration previously. Windings and connectors have  to be  taken  into consideration. That  is why a slightly higher overall resistance of 0.22Ω was finally chosen afterwards. 

 

Figure 18: Battery Efficiency as a function of Battery Terminal Power 

3.3.3 Battery Strategy Managements Two basic battery charge modes are implemented for the design of a PHEV. Those two basic modes are depicted in Figure 19. The main purpose of a PHEV is to get the capability to recharge the battery directly  from  the  grid  and  therefore  consume  first  cheap  electricity.  This  capabilty  is  depicted through  the charge depleting mode  from a maximum SOC value  (100%) up  to a  specific  reference SOC value considered as 5% in this material. When the battery SOC reaches the reference SOC value, the SOC value has to be maintained around the reference SOC value. The battery  is never emptied completely.  Here  the  second  battery  charge  mode,  the  so‐called  charge  sustaining  mode,  is implemented as depicted in Figure 19. 

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

x 104

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2Battery Charge Efficiency

Battery Power [W]

Effi

cien

cy

‐17‐  

 

Figure 19: Principle Chart of the Battery Charge Modes for a PHEV 

As discussed, the battery charge sustaining mode is dedicated to maintain the SOC value around the reference SOC value. In this material, two charge sustaining strategies were implemented in order to assess more accurately and without bias the energy conversion efficiency capabilities related to each hybrid electric powertrain investigated in this material. 

The  first  sustaining mode,  the  so‐called  “sustaining  I”,  corresponds  to  a  basic  controller  whose reference  value  is  equal  to  the  reference  SOC  value.  In  all  the  Simulink models  related  to  each powertrain  topology,  a  basic  proportional  controller  was  introduced  in  order  to  adjust  power requirement derived from the battery. Thereby, a continuous power balance over the battery has to be performed and the main adjustment variable  is to change the power delivered by the engine by taling  into  consideration  the  road  power  requirements  as  well.  This  specific  sustaining mode  is depicted in Figure 20. 

 

Figure 20: Principle Charts of “Sustaining I” mode (left) and “Sustaining II” mode (right) 

In  addition  to  the  “sustaining  I”  charge  sustaining mode,  a  second  sustaining mode,  the  so‐called “sustaining  II”, was  introduced and  corresponds  to an alternation of  short  charge depleting mode followed by  short  recharging mode. The main  idea of  this  charge  sustaining mode  is  to make  the engine operate at its highest efficiency when this latter is turned on. The power related to this best efficient operating point  is  called PiceOPTIMAL and  is derived  from  ωiceOPTIMAL and TiceOPTIMAL. Obviously when the power delivered by the engine at its highest efficient operating point is not enough to keep 

SOCsustRef

Distance

 

Distance

  

ICE on @ highest efficient operating point

ICE offICE on @ highest power

SOCsustMin

SOCsustMax

SOCsafety

 

Distance

SOC sustMax

SOC Max

SOC sustRef

SOC 

sustMin

Charge Sustaining mode

Charge Depleting mode

‐18‐  

the SOC value around  the  reference SOC value,  the engine has  to operate at  its maximum power. Thereby, three parameters related to respective SOC values were introduced in this charge sustaining mode under the names of SOC max, SOC min, and safety SOC. A basic algorithm was  implemented through Simulink  in order to make this mode operate properly as depicted previously (cf. Equation     ( 6  ) where P*iceDEPLETION  is the reference engine power requirement when  ICE  turned on). The basic principle of this algorithm  is presented  in Figure 20. This particular charge sustaining mode  is more dedicated  for  specific hybrid electric powertrains  such as Series hybrid powertrain which have  the capability to make the engine to operate along  its OOL. Note however that basically this strategy  is based also on a power balance over  the vehicle, only  the SOC  target  is changed  regularly and  this induces high power requirements to charge and then discharge the battery. Thereby the engine will not operate all  the  time at  its highest efficiency especially when  the SOC value  is close  to  the SOC max  value  since  the  engine  power  requirements  might  be  lower  than  PiceOPTIMAL.  However experiments  have  shown  that  most  of  the  time  the  engine  is  operated  at  its  highest  efficient operating point owing to the battery charge controller design especially. 

0.   ( 6 ) 

 

The reader has to understand that CO2 emissions related to fuel consumption  is closely dependent on the battery strategy implemented in charge sustaining mode. Thereby, specific driving conditions such as urban conditions are more beneficial for such‐and‐such battery strategy management, whilst highway  conditions would  be  rather more  beneficial  for  the  other  one.  Switch  between  the  two battery strategies  in charge sustaining mode was  taken  into consideration  in this material and was called “Active Strategy Control”. This active battery management will be discussed more  in details later on. 

 

3.4 Transmissions 

3.4.1 Reduction Gear Set In each hybrid powertrain topologies, one reduction gear set at  least was  implemented  in order to adjust the EM top speed with the vehicle top speed. Thereby, reduction gear ratio issues are going to be discussed later on according to the power design for each hybrid electric powertrain layout. This reduction gear ratio corresponds also to the final gear ratio derived from the transaxle gear set in the conventional vehicles as the reference EB0‐powered Peugeot 208 for instance. 

A  reduction  gear  set  is  characterized by a  fixed‐gear  ratio  (gr). Torque and  speed  relations over a reduction gear  set are depicted  in Equations  ( 7  ) and  ( 8  ). Those  two  formulas are based on  the principle sketch presented below in Figure 21. In this material, a constant transmission efficiency of 98% was assumed for a reduction gear set. 

  ( 7 )    ( 8 ) 

 

‐19‐  

 

Figure 21: Principle Sketch of a Reduction Gear Set

3.4.2 Gearbox Both gear ratios and gear shifting strategy are going to be discussed  in this section. Two gearboxes are going to be considered in this study. A first one dedicated for the EB0‐powered Peugeot 208, and another  one  dedicated  for  the  EB2DT‐powered  Peugeot  208.  Those  gearboxes  introduced  in  this material have to be considered as automated gearboxes i.e. with automatic gear selection according to a specific gear shifting strategy. The mechanical efficiency of  this  transmission  is assumed  to be equal to 96% with transaxle gear set efficiency included. 

3.4.2.1 Gear Ratios The term “gearbox” here gathers the automated 5‐speed gearbox coupled with a transaxle gear set. Table 2 shows the gear ratios and the final gear ratio derived from the transaxle gear set  for the EB0‐powered Peugeot 208.  In addition, gear ratios and final gear ratio for the EB2DT‐powered Peugeot 208  are  depicted  in  Table  3. All  those  ratios were  given  in  vehicle  speed  according  to  an  engine reference  speed  of  1000  rpm.  Note  that  the  gear  ratios  are  similar, which  implies  that  the  two gearboxes  are  basically  similar.  Only  the  final  gear  ratios  are  different,  and  reflect  the  higher available engine  torque delivered by  the EB2DT engine  in  comparison with  the  less powerful EB0 engine. 

Gear  Ratio 1st  3.42 2nd  1.81 3rd  1.28 4th  0.98 5th  0.77 

Final gear set  4.92 Table 2: Gear Ratios of the Gearbox & Final Gear Ratio 

for the EB0‐powered Peugeot 208 

Gear  Ratio 1st  3.42 2nd  1.81 3rd  1.28 4th  0.98 5th  0.77 

Final gear set  4.52 Table 3: Gear Ratios of the Gearbox & Final Gear Ratio 

for the EB2DT‐powered Peugeot 208 

3.4.2.2 Gear Shifting Strategy The main issue related to a gearbox is to know when to change speed. The aim of this gearbox has to be an eco‐gearbox  related  to emission  reduction  in  the context of  this  study. Therefore,  the main purpose  of  the  gear  shifting  strategy  is  to  maximize  engine  efficiency  in  order  to  reduce  fuel consumption, and then restrict CO2 emissions. Thus, the engine OOL  is going to be used  in order to find the most appropriate gear ratio to maximize energy conversion efficiency through the engine.  

The gear selection strategy related to the gear shifting strategy is depicted in Figure 22 and was used in each powertrain equipped with a gearbox. First of all, the given road power requirement (velocity and wheel torque are given respectively by the driver model) allows getting access to engine speed and torque related to the engine OOL. Then, the ideal gear ratio is computed and corresponds to the 

gr Tinput ωinput

Toutput ωoutput

‐20‐  

speed  ratio between  the wheel  speed and  the engine  speed derived  from  its OOL.  Later on, gear selection is carried out through a Look‐up Index block by selecting the closest gear ratio to the ideal ratio. Therefore, the real engine speed can be computed and the real engine torque is then derived from a power balance over the gearbox. Finally, the real engine operating point is thereby known. 

 

Figure 22: Gear Shifting Strategy related to Gearbox 

Note that when a need of acceleration is required, gear position is likely to be reduced. Indeed, the vehicle speed is relatively low at the beginning, whilst the engine speed has to be high according to its OOL in order to get enough power to propell the vehicle. 

3.4.3 Planetary Gear Set A  planetary  gear  set  is  used  in  general  as  a  power‐split  device  in  the  power‐split  hybrid  electric powertrain. Thereby, this mechanical transmission device is going to be discussed in this part and is highly  related  to  the power design of  the power‐split hybrid electric powertrain discussed more  in details later on.  

In this material, the power‐split powertrain layout corresponds to one introduced by Toyota with its Prius  i.e.  the  ICE  connected  to  the  carrier wheel,  and  the  two  electrical machines  EM1  and  EM2 connected  respectively  to  the  solar wheel  and  the  ring wheel  [6].  In  addition,  the  ring wheel  is connected  to  the vehicle wheels  through  the  transaxle gear  set. This  specific  layout  is depicted  in Figure 23. The way how this transmission device is working in the case of the power‐split topology is going to be discussed later on. 

0 200 4000

10

20

30

40

50

60

70

80

90 0.1

0.1

0.1

0.15

0.15

0.15

0.2

0.2

0.2

0.22

0. 22

0.22

0.25

0.2 5

0.250.

27

0.27

0.27

0.3

0 .3

0.3

0.3

0.32

0 .32

0.32

0.32

0.35

0.35

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

Wheel Torque Requirement Vehicle Velocity

Traction Power Requirement

Ideal Engine Torque Ideal Engine Speed

Ideal Gear Ratio

Gear Selection (Look‐up Index)

real Engine Speed real Engine Torque

f

uk k

f

Prelookup

OOL

Energy Balance

 

A planetradius. Tleads to carrier w

 

 

In additias a func

 

By  assumbetweenmaterialreflects t

 

tary gear setThis ratio is dbe altered o

wheel leads t

on to those ction of the p

ming  that  tn  gears,  a m. This value the limited a

F

t  is charactedepicted in Eon the solar to be altered

 

relations, spplanetary ge

he  transmismechanical  tincluded be

amount of ge

 

igure 23: Plane

rized by  its rEquation ( 9wheel accor

d on the ring 

( 

peed relationar ratio (kpl).

ssion  losses ransmission etween  thosears operate

 

‐21‐ 

etary Gear Set a

ratio betwee) and is callrding to Equwheel accor

10 ) 

n between p.  

 

of  a  planetefficiency  o

se derived  frd in this mec

and Basic Layo

en the ring wed kpl. A torqation ( 10 ).rding to Equa

lanetary whe

tary  gear  seof  97%  for  trom  the  redchanical tran

 

ut 

wheel radiusque applied This same toation ( 11 ). 

eels is depict

et  are  purelthis  device wuction gear nsmission de

s and the solon the carriorque applie

( 9 

 

ted in Equat

( 12

y  related  towas  assumeset and  thevice. 

lar wheel ier wheel ed on the 

) 

( 11 ) 

tion ( 12 ) 

2 ) 

o  friction ed  in  this e gearbox 

‐22‐  

4 Design & Modeling This  part  is  dedicated  to  the  power  design  of  each  hybrid  electric  powertrain  and  the  related justifications according  to  the vehicle  specifications.  In addition, modeling  is going  to be discussed meanwhile for each investigated powertrain.  

4.1 Vehicle Specifications Vehicle specifications regarding top speed, acceleration, ranges, and so on have to be presented  in order to make the power design feasible for each hybrid electric powertrain. Those specifications are depicted  in  and  are  indexed  according  to  either  ideal  specifications  (top  edges)  or  admissible specifications  (limit edges).  In addition,  three driving modes are discussed  in Table 4. The “electric mode”  corresponds  to  a  full‐electric  traction mode where  the  engine  is  turned  off.  The  “hybrid mode”  corresponds  to  a  battery  charge  sustaining mode where  both  ICE  and  EMs  are working. Finally,  the “Unavailable battery mode”  is  related  to a driving mode where  the battery  reaches  its minimum  SOC  and  cannot  assist  any  more  the  engine.  Long  slope  and  extreme  temperature conditions are the typical example of this latter driving mode.   

 

Specifications Ideal Admissible

Car model Peugeot 208 Peugeot 208

Passengers 5 4

Usage Multipurpose MultipurposeCO

2 emission [g/km] < 25 < 49

Electric  

mod

e

Range [km] based on WLTC 90 60

Vmax [km/h] (4% road gradient)  145 130

0 ‐> 100 km/h [s] 10 16

80 ‐> 120 km/h [s] 8 14

Hybrid  

mod

e

Range [km] based on WLTC 700 300

Vmax [km/h] (4% road gradient) 145 130

0 ‐> 100 km/h [s] 10 16

80 ‐> 120 km/h [s] 8 14

Una

vailable 

Battery 

 mod

e

Range [km] based on WLTC 700 300

Vmax [km/h] (4% road gradient) 145 130

0 ‐> 100 km/h [s] 12 20

80 ‐> 120 km/h [s] 8 17Table 4: Vehicle Specifications 

One of the main scopes of this study is to design either a plug‐in hybrid or a range extender. Thereby, the  related  electrification  degree  has  to  be  high, which means  high  EM  power  and  high  battery energy content for extensive full‐electric mode purposes. In Table 4, the specifications related to the electric mode  and  to  the hybrid mode  are  similar.  To  reflect  this,  the design of  a high electrified vehicle where  the  driver  cannot  feel  the  driving mode  shift  is  considered.  The  values  regarding performances are directly derived from the Nissan Leaf in the Ideal column and from the Peugeot Ion 

‐23‐  

in the Admissible column. In addition, most of the required top speeds are given with a road gradient of  4%  in  order  to make  the  designed  vehicles  to  get  robust  features  regarding  gradeability  for instance. Note  also  that  top  speeds  in  “Unavailable  Battery” mode  are  basically  similar  to  those derived  from  the Hybrid mode  since  the  speed has  to be maintained and  that  involves no battery power  assistance.  Performances  related  to  acceleration  ability  are  also  discussed  through  two standard acceleration tests:   standing start testing up to 100km/h, and acceleration testing from 80 up to 120km/h. 

4.2 Reference Vehicles In  this  part,  the  two  reference  vehicles,  the  EB0‐powered  Peugeot  208  and  the  E2DT‐powered Peugeot 208, are going to be introduced with more details especially regarding modeling. 

4.2.1 Power Design Basic  technical  parameters  of  the  Peugeot  208  powered  by  either  the  EB0  engine  or  the  EB2DT engine  are  depicted  in  Table  5.  The  wheel  radius  of  those  two  vehicles  was  induced  owing  to Equation ( 13 ) where Rwheel and Iwheel stand respectively for the wheel radius and the wheel involute. Note that a Stop&Start system, also called Stop&Go system, is introduced in term of weight in Table 5 for energy efficiency comparison purposes.  

Engine  EB0  EB2DT MV (Vehicle Mass)  1001 kg  1050 kg 

Stop&Start  +16kg  +16kg Wheel Radius  0.3014 m  0.3014 m 

Cr (rolling resistance coefficient)  0.008  0.008 S.Cx (drag surface & coefficient)  0.655 m2  0.655 m2 

Table 5: Technical Parameters of the EB0‐powered Peugeot 208 and the EB2DT‐powered Peugeot 208 

2.  ( 13 ) 

 

In addition to the wheel radius, both rolling resistance coefficient and drag resistance coefficient with related surface are also given. All those parameters allow acceding to the so‐called road resistance force. A road power requirement can be derived  from this road resistance  force and  is depicted  in Equation ( 14 ) where α is the road angle.  

. .  12. . . . .   ( 14 ) 

 

Power requirement for both reference vehicles with 75kg of cargo are depicted in Figures 24 and 25. Note that the power requirements for those two car models are very close due to a relative similar vehicle  mass.  In  addition,  the  road  power  requirements  were  also  drawn  up  for  various  road gradients from 0% up to 7%. Thereby, as a first approach the top speeds achievable are respectively 145km/h and 175km/h for the EB0‐powered Peugeot 208 (50kW) and the EB2DT‐powered Peugeot 208  (75kW)  for  a  road  gradient  of  4%.  Note  here  that  the  gearbox  ratios  are  not  taken  into consideration and are closely related to the top speed capability.  The gearbox ratios are taken into consideration in Figures 26 and 27. Thereby, the top speed of the reference vehicle powered by the 

‐24‐  

EB0 engine  is of 140km/h  for a road gradient of 4%, whilst  the  top speed of  the second reference vehicle is decreased to 170km/h.   

 

Figure 24: Road Power Requirement for the EB0‐powered Peugeot 208 

 

Figure 25: Road Power Requirement for the EB2DT‐powered Peugeot 208 

 

Figure 26: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) of the EB0‐powered Peugeot 208 

 

Figure 27: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) of the EB2DT‐powered Peugeot 208 

 

Figure 28: Wheel Torque Diagram for the EB0‐powered Peugeot 208 

 

Figure 29: Wheel Torque Diagram for the EB2DT‐powered Peugeot 208 

In addition to the top speed definition for both reference models, performances of the two reference vehicles have to be assessed owing to wheel torque diagrams. Note that acceleration performances 

0 20 40 60 80 100 120 140 160 1800

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Vehicle Speed [km/h]

Roa

d P

ower

[kW

]

0% gradient4% gradient7% gradient

0 20 40 60 80 100 120 140 160 1800

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Vehicle Speed [km/h]

Roa

d P

ower

[kW

]

0% gradient4% gradient7% gradient

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 2000

10

20

30

40

50

60

70

80

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

0 50 100 150 200 2500

10

20

30

40

50

60

70

80

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 2000

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

Vehicle Speed [km/h]

Whe

el T

orqu

e [N

m]

5th4th3rd2nd1stMaximum Wheel Torque

0 50 100 150 200 2500

500

1000

1500

2000

2500

3000

Vehicle Speed [km/h]

Whe

el T

orqu

e [N

m]

5th4th3rd2nd1stMaximum Wheel Torque

‐25‐  

are assessed according  to a road gradient of 0%. Maximum wheel  torque  is depicted  in Figures 28 and 29 respectively  for  the EB0‐powered Peugeot 208 and  the EB2DT‐powered Peugeot 208. Note that  the engine  top speeds were  intentionally slightly  reduced  (blue  lines) since  the  required  ideal top speed according to the Vehicle Specifications  is only of 145km/h. Since the maximum available wheel  torque  is  known  for  any  vehicle  speeds,  the  acceleration  performances  can  be  computed owing to Equation ( 15 ) (force balance over the vehicle). Twheel stands for the wheel torque provided by the engine while Froad  is the road resistance  force  (rolling and drag resistance  forces). Note that inertia masses  for  all  the  topologies  derived  from  rotating  parts were  neglected  in  this  study  as depicted in Equation ( 15 ) since considered as negligible compared with the vehicle gross mass. 

.   ( 15 ) 

 

Performances regarding numerical values related to those two reference vehicles are gathered later on  in 8  in  the section 4.2.3. The  related acceleration performances were computed  instead by  the Simulink models by  introducing  speed echelons as  reference  speeds. By using models, delay  times such as gear shifting times and time constant responses are here taken  into consideration through the Simulink modeling. 

4.2.2 Modeling 

4.2.2.1 Driver Model The driver model is designed as a simple PI‐controller with anti‐windup on the integrator to prevent saturation in the actuator. The required wheel torque (Twheel) to perform the requested vehicle speed (v*) is computed owing to Equation ( 16 ). Note that the requested vehicle speed is provided by the driving cycle speed‐point diagram through a look‐up table.  

.1.

.   ( 16 ) 

 

The parameters of the PI controller (K and τ) are going to be discussed through a simple closed loop speed control system (cf. Figure 30). The poles of this system were placed at the  limit to oscillatory poles i.e. poles equal to 0. This choice gives rather good dynamic performance without an oscillatory behavior. 

 

Figure 30: Simple Driver Model 

The basic speed control transfer function is depicted in Equation ( 17 ) where Kv is the static gain and Ti is the integration time constant. 

11

  ( 17 ) 

 

  Speed Controller 1

1+

‐

v* F

* F v

‐26‐  

Thereby,  the  closed  system  transfer  function  and  its  related  poles  are  presented  respectively  in Equations  ( 18  ) and  ( 19  ). As discussed previously, by placing  the poles at  the  limit  to oscillatory poles i.e. the equation discriminant equal to zero for dynamic purposes, the static gain of the speed controller has to be related to its integration time constant as depicted in Equation ( 20 ). 

1  ( 18 ) 

2 4  ( 19 ) 

 

4  ( 20 ) 

 

Thus  the gain  is proportional  to  the vehicle mass. Finally,  the  integration  time  constant has  to be selected  as  Ti  =  3s  in  this  material.  This  value  is  dedicated  for  a  1000kg  vehicle  and  is  then proportional to the vehicle weight. The basic relation between Ti and Mv is depicted in Equation ( 21 ) and was  used  for  all  the models  designed  in  this material.  Thereby,  for  a  10000kg  vehicle,  the integration  time  constant  is  equal  to  10s  instead  of  3s.  In  addition  the  integration  time  constant corresponds also to a fraction of the acceleration time to 100km/h that can be expected. 

3 7.1000

9000  ( 21 ) 

 

The driver model  implemented  in all  the  Simulink models  is depicted  in  Figure 31. Note  the anti‐windup  on  the  integrator  through  the  capabilities  to  initialize  the  controller  integral  to  a  desired value (initial condition equal to 0), to disable the integral function until the to‐be‐controlled process variable  has  entered  the  controllable  region  (closed  loop  applied  on  the wheel  torque  difference through  the  “Max  Wheel  Torque”  saturation  block),  and  to  apply  saturation  limits  over  the integration block. 

 

Figure 31: Simulink Model of the Driver Model 

4.2.2.2 Model of ICE Operating Point Selection  As described previously, the gear shifting strategy related to the gearbox is based on the engine OOL. Thereby,  ideal engine  torque and speed according  to  the engine OOL as a  function of  the  traction power requirement derived from the Driver Model has to be computed. 

Driver is modelled as a PI controllerTactive torque is computed by the control ler

1Ttot*

Max Wheel Torque

1s

Integration

Kv

1/Ti rw

F * -> T *

Close the integral action at standstil l

|u|

|u|

Abs

2v

1v*

‐27‐  

This ICE operating point selection is ensured by two Look‐up Table blocks as depicted in Figure 32. In addition, Saturation blocks were also added in order to reflect engine torque and speed limitations. A Min/max block was also added in order to reflect torque limitation as a function to engine speed. 

 

Figure 32: ICE Operating Point Selection according to its OOL 

4.2.2.3 Gearbox Model The  gearbox  model  implemented  in  the  two  reference  models  and  also  in  all  the  powertrains requiring a gearbox with more and  less gears  is going to be depicted  in this part. The gear shifting strategy was discussed previously and is presented in Figure 22.  

The core issue of this strategy is to select the right ratio according to the methodology derived on the ideal gear ratio. This selection  is carried out by a Look‐up  Index Search block  in conjunction with a Direct Look‐up Table block as depicted  in Figure 33. One of the  inputs of this Simulink model  is the ideal gear  ratio computed upstream. The closest gear  is  then selected owing  to  the Look‐up  Index Search block which  locates the  input’s relative position within a specific range of number (here the gear  ratios  derived  from  the  gearbox).  An  interval  index  (here  the  gear  position)  and  a  distance fraction  (here  the gear  ratio distance expressed  in percentage between  the  selected  ratio and  the next one)  are  returned by  this block.  In  addition,  gear  shifting  hysteresis  is  introduced  through  a Relay block applied on the distance fraction. Finally the gear position is known and the related gear ratio has to be computed owing to the Direct Look‐up Table block located upstream.  

 

Figure 33: Gear Ratio Selection Model 

Note that a so‐called “Speedy” variable was introduced in the Simulink model through a Relay block called “Downshift”. The aim of this variable is to make the gear shifting strategy be more sportive i.e. a “one gear down” strategy. As  long as the new ICE speed reference  is  low, a one gear ratio higher i.e. a  lower gear position  than  the  ideal one  is selected. This strategy  is given up when  the engine speed reaches 85% of the engine maximum speed, and  is reengaged when the engine speed drops below 55% of the engine maximum speed.   

2wice*

1Tice*

wopt_ice

Torquelimitation

Topt_icemin

MinMax

-> T

1

10s+1

Switch4

Scope

SaturationRelay

u k

f

PreLook-UpIndex Search

Downshift

1-D T[k]

Direct Look-UpTable (n-D)

em

0

0Number_of_gears

Hybrid

OOL_Follower

3SOC

2wice_new

1Ideal_ratio

‐28‐  

Furthermore, a second Direct Look‐up Table block in conjunction with a Compare To Constant block was added in order to avoid the engine to operate at higher engine speed than its related maximum speed. This second loop is not depicted in Figure 33 and is located just downstream. 

4.2.2.4 Road Model The  road  resistance  force  derived  from  Equation  (  14  )  was  modeled  in  Simulink  through  the following model  (cf. Figure 34). The  input data of  this model are the vehicle velocity  (only variable input),  the  air  density,  S.Cx,  Cr,  the  road  gradient  given  in %,  the  vehicle mass,  the  gravitational constant,  whilst  the  only  output  is  the  road  resistance  force.  This  output  data  is  then  used  to compute  the new vehicle velocity  through a  force balance over  the vehicle, which  induces vehicle acceleration calculation.   

 

Figure 34: Road Model 

4.2.2.5 Stop&Start Model The reference vehicles can be equipped with a Stop&Start system, also called Stop&Go system. This system can turn off the engine as a function of a dedicated methodology: the engine is turned off if both  the wheel  speed  is  low and  the wheel  torque  requirement derived  from  the driver model  is equal  to  zero.  This  system  was  introduced  in  order  to  make  more  relevant  energy  conversion efficiency  comparisons  between  powertrain  topologies.  The  Simulink modeling  of  the  Stop&Start system  is depicted  in Figure 35. This Simulink model  consists of a  “NAND”  logical operator box  in conjunction with two Relay blocks.   

 

Figure 35: Stop&Start Model  

4.2.2.6 Model Validation Model  validation  is  going  to  be  discussed  in  this  part  in  term  of  energy  conversion  efficiency expressed as C02 emission per kilometer in the case of the EB0‐powered Peugeot 208 in comparison 

1Froad

atansin

100

Slope

Slope [%]

Sat +/-1

Roll resistance

sqrtu2

u2

-K-Cr

S.Cx

Mv

grav

rho_air

1/2

-1

Air resistance

|u|

Abs

1v

Turn off ICE @ low speed and low torque if StopAndGo option is on

Switch2StopAndGo

11 @ wwheel low

NAND

1 @ standstil lwith T*wheel >1

1 @ Twheel=0

2Twheel*

1wwheel

‐29‐  

with the official emission value. The emission value related to this specific conventional powertrain is of 100gCO2/km over the NEDC cycle [7]. 

A  fuel  consumption  of  4.37l/100km  over  the NEDC  cycle  through  the  EB0‐powered  Peugeot  208 model  was  computed.  Thereby,  the  CO2  emissions  related  to  the  Simulink  model  are  equal  to 100gCO2/km  for  an  auxiliary  load of 100W  (instead of 200W).  This  specific  choice  concerning  the auxiliary  load allows getting results closer to the official emission certification. Therefore, a  load of 100W was applied for all the powertrains depicted in this material later on. 

In addition,  fuel consumption reduction of 5% according to the NEDC cycle was computed through the Simulink model by  implementing  the Stop&Start  system presented previously. This magnitude regarding fuel consumption saving related to the  implementation of such system  is common  in the literature. For  instance, fuel saving of 6% was achieved by the Valeo‐made Stop&Start system over the European cycle [8]. 

Thereby,  the  conventional Simulink model  related  to both  the EB0‐powered Peugeot 208 and  the more sportive EB2DT‐powered Peugeot 208 is validated and was used as a basis for model creation of all the hybrid electric powertrains. 

4.2.3 Results: Energy Consumptions & Performances This  last part dedicated  to  the  two  reference vehicles gathers  the gasoline consumptions over  the European  cycle  and  the  WLTP  cycle.  In  addition  to  those  figures,  those  derived  from  the implementation of a Stop&Start system are also depicted in this part. Gasoline consumptions given in liter per 100 kilometers  for both car versions are depicted  in Tables 6 and 7. Those  results will be compared with those coming from hybrid electric powertrains later on.  

Gasoline 

Consum

ptions 

[l/10

0km] 

Engine  EB0  EB0 (Stop&Start) NEDC  4.37  4.15 WLTC  4.68  4.62 WLTC Urban  4.38  3.99 WLTC Urban 2  3.86  3.83 WLTC Road  4.34  4.32 WLTC Highway  5.62  5.62 

Table 6: Fuel Consumptions of the EB0‐powered Peugeot 208 

Gasoline 

Consum

ptions 

[l/10

0km] 

Engine  EB2DT  EB2DT (Stop&Start) NEDC  5,02  4,64 WLTC  5,12  4,99 WLTC Urban  5,55  4,86 WLTC Urban 2  4,36  4,29 WLTC Road  4,69  4,63 WLTC Highway  5,82  5,81 

Table 7: Fuel Consumptions of the EB2DT‐powered Peugeot 208 

Fuel  consumptions  are  higher  over  the WLTC  cycle  in  comparison  with  those  derived  from  the European  cycle. Higher  severity  regarding  acceleration  requirements  related  to  the WLTP  cycle  is reflected  in  those  results and  is discussed  in more details  in Appendix 1. Note  that  the  fuel saving capability  owing  to  the  implementation  of  a  Stop&Start  system  is  significantly  reduced  over  the WLTC cycle. In addition, larger fuel saving capability is noticed in the case of the EB2DT engine with 

‐30‐  

the  implementation of a Stop&Start system. This extensive fuel saving  is explained by a higher  idle fuel consumption for the EB2DT engine.In addition to energy consumptions, performances regarding acceleration and tops speeds of both reference vehicles are depicted in 8. Figures in Tables 6, 7 and 8 are  gathered  in Chapter 5 with  those derived  from  the other  investigated drivetrains  to ease  the comparisons.  

Engine  EB0  EB2DT Top Speed [km/h] (4% gradient)  139  175 Top Speed [km/h] (0% gradient)  172  197 0‐>100 [s]  12.2  7.2 80‐>120 [s]  10.4  5.9 

Table 8: Performances of Reference Vehicles 

  

4.3 Power Preliminary Design of Hybrid Electric Powertrains  This part is dedicated to the preliminary design for the various hybrid electric powertrains according to the Vehicle Specifications in order to get basic assumptions related to their power requirements.  

The vehicle gross mass assumed in this part for calculation purposes and its related parameters such as  drag  coefficient  and  rolling  resistance  coefficient  are  directly  derived  from  the  EB0‐powered Peugeot 208 as depicted previously in Table 5. Specific power margins were added in order to offset the gross mass differences between  the EB0‐powered Peugeot 208 and  the various hybrid electric powertrains.  Note  that  the  powers  computed  in  this  part  have  to  be  considered  exclusively  as indicative powers  regarding  the different driving modes and  their  related  top  speed  requirements since the gross mass of each PHEV are not yet known. 

 

Figure 36: Power Requirement in Electric & Hybrid Modes 

According to the Vehicle Specifications, a top speed of at least 130km/h along a road gradient of 4% is  expected  in  full‐electric mode,  hybrid mode  (battery  charge  sustaining mode)  and  unavailable battery mode. Thereby, by applying a relative power margin of 25% since vehicle gross mass increase not taken into consideration in a first extent, a power of 50kW is required (cf. Figure 36).  

0 20 40 60 80 100 120 140 160 1800

10

20

30

40

50

60

70

80

Vehicle Speed [km/h]

Roa

d P

ower

[kW

]

4% gradient

‐31‐  

Preliminary design of power  requirements  are  gathered  in  Table  9  according  to  the  three driving modes depicted in the Vehicle Specifications. 

Preliminary Design of Power Requirements Electric Mode  Hybrid Mode  Unavailable Battery Mode 

50kW  50kW  50kW Table 9: Preliminary Design of Power Requirements for the Various Hybrid Electric Powertrains 

 

4.4 Parallel Topology In this part, the Peugeot 208 parallel hybrid electric topology powered by the EB0 engine is going to be discussed  in details regarding power design and modeling. In addition to those two topics, basic results of this hybrid topology will be depicted such as energy consumptions and performances. 

4.4.1 Operating Principle This  part  is  dedicated  to  the  operating  principle  of  a  parallel  hybrid  electric  powertrain.  Various parallel hybrid electric powertrains with various  layouts exist. The selected parallel topology  layout for similar concept development purposes is depicted upstream in this material in Figure 4. 

 

Figure 37: Operating Principle of the Parallel Hybrid Electric Powertrain 

Operating  principle  related  to  the  selected  parallel  hybrid  topology  is  depicted  in  Figure  37.  The traction wheel  torque  (Twheel)  and  then  the  traction  power  (Ptraction)  are  computed  by  the  Driver Model.  A  basic  energy  balance  over  the  vehicle  is  depicted  in  the  first  equation where  the  part related  to the battery power  is reflected as a SOC difference. The  ideal engine power requirement (PICE) is then computed. According to the engine OOL, ideal engine torque (TICE) and speed (ωICE) are computed.  The  Gear  Shifting  Strategy  related  to  the  gearbox  is  then  applied  through  the  gear 

 . 0

  &   

OOL

    &   

  & .

Fuel consumption & CO

2 emission

 

0 200 400 600 800 1000 12000

20

40

60

80

100

120

Time [s]

Spe

ed [k

m/h

]

0.1

0.1

0.1

0.1

0.15

0.15

0 .15 0.15

0.2

0.2

0.2

0.2

0.22

0.22

0.22

0.22

0.25

0.2 5

0.25

0.25

0.27

0.27

0.27

0.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.32 0.32

0.32

0.3 2

0.35

0.35

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

ICE Efficiency Map

0 100 200 300 400 500 6000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

 

selectionconsumpfills in wthat gr cfunctionsuch as s

This  parconsiderMass aspower dthe gear

As said pdiscussedifferencdiscussepreviouselectricapower palso impin Battermass of 

Table 

Since  grrequiremThereby least 42/that the 

n  (grx).  The ption and COwhat the engiorresponds t of  the  vehshaft inertia 

4.4.2rt  is  dedicatration both tsessment foesign is goinr ratio of the 

previously, td. Mass  assce between d  is  the  engsly  since  theal machine wpreliminary dplemented acry Pack. Thethe EB0‐pow

10: Gross Mass

ross  mass  oment  along  to reach a t/43kW is reqtop speed o

real  engineO2 emissionsine cannot dto a reductioicle  top  spein order to r

2 Power Dted  to  the the EB0 engor two parallng to be discutransaxle ge

4.4.2.1 wo basic posessments ofthose two pgine  downsie  vehicle  growith  its  relatdesign  in eleccording to t row “Mass wered Peuge

s of the EB0‐po

4.4.2.2 of  each  scena  road  gradtop speed of quired for boof any hybrid

e  torque  ans  is finally dedue to dynamon gear set aed  requiremreduce comp

 Design power  desiine as primael scenariosussed accordear. 

Mass Asseswer designsf  those  two ower designizing  capabiloss masses  ated mass  ofctric mode. the assumptincrease” inot 208 i.e. 10

owered ParalleT

Scenario Senario  are  knient  of  4% at least 130

oth scenariosd electric top

‐32‐ 

nd  speed  aerived frommic limitatioand its valuement. Note  tputing time. 

ign  of  the ary energy cois going to ding to the V

ssment  regarding tscenarios  a

n scenarios islity  despite are  now  knof  45kg  for  bFinally, a 9ktion regardinn Table 10 is 001kg. 

l Topology (leftTopology (right

election nown  and  arelated  to  e0km/h along s (overlappinpology is giv

are  then  cothe real  ICEn and operae is fixed for that no  inert

Parallel  Peuonverter andbe first carrVehicle Speci

he primary eare depicted s equal to 14the  power own  in  bothoth  scenariokWh  lithium‐ng full‐electrcomputed a

t) and Gross Mt) 

are  slightly each  scenaria road gradi

ng curves). Then by the po

mputed  (TIC operating ption only at speed adapttia was  take

ugeot  208  Pd a 2/3 EB0 ied out. Theifications by 

energy convin  Table 10

4kg only. Notrequirementh  scenarios. os was  impl‐ion technoloric range speas a function

ass of the 2/3 

different,  tio  can  be  drient of 4%, ahe reader haower exclusi

CEreal  &  ωICEr

point. Finallyhigh efficientation of theen  into  cons

PHEV  by  takengine (dowen  justificatioadjusting m

erter are go0.  Thereby,  tte here that ts  of  50kW In  addition,emented  toogy battery ecifications en of the vehi

 

EB0‐powered P

he  two  roarawn  (cf.  Figan engine poas to understvely delivere

real).  Fuel y, the EM ncy. Note e EM as a ideration 

king  into wnsizing). on of the eanwhile 

ing to be the mass the issue depicted   a  50kW 

o  suit  the pack was expressed icle gross 

Parallel 

d  power gure  38). wer of at tand here ed by the 

‐33‐  

engine  (primary  energy  converter)  since  only  this  latter  is working  at  constant  speed  in  battery charge  sustaining mode  (hybrid mode). Obviously,  this  top  speed  is  purely  indicative  and  can  be overtaken with  the EM boost but only during a short  time since  the battery charge has  to be kept around a specific SOC value as discussed in Chapter 3.3.3. 

 

Figure 38: Road Power Requirements respectively for 2/3 EB0‐powered and EB0‐powered Parallel Hybrid Electric Scenarios 

Therefore,  the  2/3  engine  downsizing  scenario  is  finally  given  up  due  to  top  speed  limitation  in comparison to the Vehicle Specifications, and only the EB0‐powered scenario is thereafter kept. 

In addition, the 50kW EM implemented according to the power preliminary design is kept also since this power allows the vehicle to reach top speed specifications in full‐electric mode. Thereby, the EM presented in Electrical Machine was upsizing of 1.4 regarding its torque magnitude.  

4.4.2.3 Transmission Adaptation The  parallel  hybrid  electric  powertrain  discussed  in  this  part  consists  of  an  EM  used  both  for regenerative braking and for acceleration requirements (electric boost). Thereby the gearbox and the transaxle gear basically designed  for  the EB0‐powered Peugeot 208  (reference vehicle) have  to be adapted  in  order  to  enhance  energy  conversion  efficiency  and  to  keep  in  parallel  admissible performances. Here only  the transaxle gear ratio  i.e. the  final gear ratio  is going to be adapted  for cost effective purposes. 

The method used to solve this issue was to make a Matlab program where the value of the final gear ratio related to the transaxle gear varies between 1 up to 5 with a step of 0.5 knowing that the initial final gear ratio for the mechanical transmission of the EB0‐powered Peugeot 208 is equal to 4.92. 

Here  the  limit case  is  that  related  to  the Unavailable Battery mode  for which  the EM boost  is not available.  However  both  driving modes,  Hybrid mode  and  Unavailable  Battery mode,  related  to engine  turned  on  operation  were  investigated.  Fuel  consumptions  over  the  WLTP  cycle  and performances  for  both  driving  modes  are  depicted  in  Figures  39  and  40.  Note  that  the  fuel consumptions  in  Hybrid  mode  presented  in  Figure  39  are  corrected  with  respect  to  the  SOC reference  value  since  this  specific driving mode  corresponds  to  a battery  charge  sustaining mode (“sustaining I” here). Note also that the top speed  is equal to 130km/h along a 4% road gradient  in 

0 20 40 60 80 100 120 140 160 1800

10

20

30

40

50

60

Vehicle Speed [km/h]

Roa

d P

ower

[kW

]

Parallel Hybrid Topology powered by EB0 (4% gradient)Parallel Hybrid Topology powered by 2/3 EB0 (4% gradient)

‐34‐  

Hybrid mode, whilst  this  is  only  90km/h  along  a  0%  road  gradient  in  Unavailable  Battery mode (admissible  vehicle  specifications).  Owing  to  the  EM  boost  capability,  no  transaxle  adaptation limitations  regarding  performances  are  highlighted  in  Hybrid  mode.  Only  limitations  regarding performances  for  transaxle gear adaptation appear  in Unavailable Battery mode. Those  limitations allow determining  the adequate  final gear ratio. Thereby, according to  the diagrams, the best  final gear ratio value regarding energy conversion efficiency by keeping admissible performances will be 3 for both the Hybrid mode and the Unavailable Battery mode. 

 

Figure 39: Corrected Fuel Consumption (left) & Performances (right) as a function of Final Gear Ratio in 

Hybrid mode 

 

Figure 40: Fuel Consumption (left) & Performances (right) as a function of Final Gear Ratio in Unavailable 

Battery mode 

 

Figure 41: Fuel Consumptions over INRETS UL1 cycle 

However, beyond performance verifications, fuel consumptions over very slow driving cycles such as the INRET UL1 cycle (cf. Appendix 1) have to be computed to know if the transaxle gear elongation is not  too much.  Corrected  fuel  consumption  over  this  specific  cycle with  a  final  gear  value  of  3  is slightly higher than  this given by the EB0‐powered Peugeot 208 with the  initial  final transaxle gear equipped with  a  Stop&Start  system.  Two  other  final  gear  ratios were  considered  2.5  and  3.5  as depicted  in  Figure  41.  The  final  gear  value  of  3.5  allows  the  parallel  PHEV  to  achieve  lower  fuel consumption than this given by the Stop&Start system. Note that the slightly over fuel consumptions of  the  various  parallel  PHEVs  are mainly  caused  by  the  gross mass  increase,  the  transaxle  gear elongation and  the bad efficiencies of  the EM operating points  (black points on  the EM efficiency map) due to low‐speed conditions as depicted in Figure 42.  

1 2 3 4 53.5

4

4.5

5

5.5

6

Final Gear Ratio

Fuel

Con

sum

ptio

n [l/

100k

m]

1 2 3 4 54

6

8

10

12

14

16

Final Gear Ratio

Tim

e [s

]

Vmax0->100 km/h80->120 km/h

1 2 3 4 53.5

4

4.5

5

5.5

6

Final Gear Ratio

Fuel

Con

sum

ptio

n [l/

100k

m]

1 2 3 4 510

15

20

25

30

35

40

45

50

Final Gear Ratio

Tim

e [s

]

Vmax0->100 km/h80->120 km/h

0,001,002,003,004,005,006,007,008,009,0010,00

INRETS UL1

Fuel Con

sumption [l/10

0km]

Conventional

Stop & Start

Parallel (kgear = 2.5)

Parallel (kgear = 3)

Parallel (kgear = 3.5)

‐35‐  

 

Figure 42: EM Operating Points over the INRETS UL1 Cycle with a Transaxle Gear Ratio of 3.5 

Since the fuel consumption difference is limited, the initial transaxle gear adaption from a ratio value of 4.92 to 3 could be finally kept afterwards for energy consumption purposes. However a transaxle gear  ratio  of  3.2 was  finally  preferred  for  performance  purposes  especially  regarding  top  speed capability  i.e.  to  reach  at  least  130km/h  over  a  road  gradient  of  4%.  Indeed  a  top  speed  of  only 132km/h is reachable and considered as too close to the related admissible specification (cf. Vehicle Specifications) due to the gearbox ratios for a transaxle gear ratio of 3 as depicted in Figure 43. 

 

Figure 43: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) for the EB0‐powered Parallel Topology with a Transaxle Gear Ratio of 3 instead of 4.92 

4.4.3 Modeling Many models such as the Model of ICE Operating Point Selection, the Gearbox Model and the Road Model  used  in  the  models  of  the  two  reference  vehicles  equipped  with  a  conventional  basic powertrain are also used in the parallel PHEV model. However, here power balance has to be carried out according to the battery power requirements and the road power requirements. In addition, the selection of the EM operating points has to be made and its related model will be also presented. 

4.4.3.1 Power Flow Control The Power Flow Control block depicted  in Figure 44  is dedicated  for the power balance calculation and consists of the Battery Charge block (green block), the  ICE Operating Point Selection block (red 

0 200 400 600 800 1000 1200 14000

50

100

150

200

0.4

0.4

0.4

0.4 0.4 0.4

0.5

0.5

0.5

0.5 0.5 0.5

0.6

0.6

0.6

0.6 0.6 0.6

0.7

0.7

0.7

0.7 0.70.

80.

8

0.8 0.8 0.80.

85

0.85

0.85 0.85 0.85

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9 0.90.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.920.92

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

0 50 100 150 200 250 3000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

‐36‐  

block) according to  its related OOL, the Gearbox block  (blue block) where the specific gear shifting strategy according to the engine OOL is applied, and the EM Operating Point Selection block (yellow block). 

 

Figure 44: Power Flow Control Block 

Dynamic operations of  the  internal combustion engine are  limited by a  low‐pass  filter whose  time constant is the so‐called τcharge. Fuel consumption and related emissions are out of proportion when making the engine operating points to change faster  in comparison with the fuel consumption and related  emissions  in  stationary  operation.  Thereby,  the  required  engine  power  derived  from  the energy balance  is processed by this  low‐pass filter as depicted  in Figure 45. This dynamic  limitation capability related to  the engine  is applied  for all the hybrid electric powertrains. A value of 2s was selected  for  τcharge and was unchanged between  the hybrid electric powertrain models. Thus, peak powers of less than 2s derived from both road power and battery power requirements are not taken into consideration by the engine.  

 

Figure 45: Low‐pass Filter for Engine Dynamic Limitation  

 

Figure 46: Battery Charge Controller 

The battery  charge  control  is ensured  through a basic proportional  controller whose  static gain  is called  kSOC.  This  specific  controller  is depicted  in  Figure 46.  The  Switch block  implemented  in  this block  allows  the  battery  strategy  in  charge  sustaining mode  to  be  switched.  In  addition,  kSOC  is determined  owing  to  Equation  (  22  ) where Wbatt  is  the  total  battery  energy  content  i.e.  9kWh 

These blocks split the torque between the ICE and EM

The EM fil ls in what the ICE cannot in hybrid mode

In Charge depletion mode the ICE fi l ls in when the EM cannot.

In NON-Hybrid mode the ICE is alone

7utvx

6Tem*

5wem

4Speed

3wice*

2ICEoff

1Tice*

-K-

gr

1/rw

Vehicle speedto

Wheel speed

TractivePower

P*

wwheel

Twheel*

Tice*

wice*

ICEof f

Optimaloperating point

Tice_new*

wice_new*

Tice*

wice*

OOL Follower

No Emif conventional

No ChargeControl if

Conventional

w_wheel

Tice*

wice*

ICEof f

SOC

ICEof f

Tice_new*

wice_new*

utv x

Gear Selection Tice*

utv x

Twheel*

Tem*

EM Torque

Hybrid

0

0

-C-

SOC P charge *

Charge control

3SOC

2v

1Twheel*

1

P ice

1s

Wbatt

1/(Tau_charge)1

P ice*

1

P charge *

Switch1

Sum1

ksoc

SOC controller gain

Strategy

From

SOC_batt_ref

1SOC

‐37‐  

expressed in Joules and τcharge is the time constant to limit the dynamics of the engine output power. Thereby, a battery power of about 40.5kW is required for a SOC difference of 1% with the reference SOC value. This specific kSOC value was considered for all the hybrid electric powertrain models for the basic control of the battery charge.  

400.  ( 22 ) 

 

  0     1      ( 23 ) 

0  1   ( 24 ) 

 

20.9  ( 25 ) 

21.1  ( 26 ) 

 

The engine ignition management is ensured through two Relay blocks and a Look‐up Table block as a function  of  both  the  engine  efficiency  and  the  engine  required  power.  The  engine  ignition management  is  depicted  in  Equations  (  23  )  and  (  24  ).  The  two  implemented  Relay  blocks  are reflected  by  those  two  equations, whilst  the  Look‐up  Table  block  allows  the model  to  know  the engine  efficiency  according  to  the  engine  power  requirements  through  its  OOL.  Here  for  all  the hybrid electric powertrain models,  ηiceOFF and  ηiceON are equal  respectively  to 0.28 and 0.30, whilst PiceOFF and PiceON are computed respectively through Equations ( 25 ) and ( 26 ) where PiceMAX is equal to  50kW  for  the  EB0  engine.  This methodology  allows  the  PHEV  to  turn  on  its  primary  energy converter only when either this latter is efficient or high engine power is required. 

Low‐pass filter for engine dynamic  limitation purposes, engine operating point selection through  its OOL and engine ignition management models are depicted in Figure 47. 

 

Figure 47: Engine Best Operating Point Selection & Engine Ignition Management 

4.4.3.2 Simulink Battery Model The battery model on Simulink  is derived  from  the battery model presented previously  in  the part “Battery Pack”. Here the modeling of this basic model is going to be discussed. A Look‐up Table block was implemented in order to assess battery efficiency and battery charging or discharging power as a function of Pterm derived from the sum between the EM power and the auxiliary  load. Note that an auxiliary load of only 100W was assumed for all the powertrains discussed in this material. The basic battery  efficiency model  is  depicted  in  Figure  48.  The  Compare  To  Constant  block was  added  in conjunction with a Constant block in order to get battery efficiency values below 1 every time.  

3ICEoff

2wice*

1Tice*

wopt_ice

eta_ice

Torquelimitation

Topt_ice

Switch1

Switch

Scope

NO ICE Torque @ to low efficiency

min

MinMax

OR

P ice* P ice

LP-fi lter

ICE always at high powerHybrid

-> T

1P*

‐38‐  

 

Figure 48: Battery Efficiency Model 

4.4.4 Results: Energy Consumptions & Performances Energy consumptions both  in battery charge depleting mode  (electric mode) and  in battery charge sustaining mode (hybrid mode) according to the charge sustaining strategy called “sustaining  I” are depicted in Table 11 over the WLTP cycle according to the Power Design presented previously. Note that the charge sustaining strategy called “sustaining  II” was not considered  for this hybrid electric powertrain since the engine operating point selection according to its OOL is not possible. Indeed this inability  is due to both the  limited number of gears of the gearbox and the close relation regarding speed between road and engine. 

Driving Mode  Electric Mode [Wh/km] 

Hybrid Mode  [l/100km] 

WLTC  114.66  3.94 WLTC Urban  70.62  2.52 WLTC Urban 2  79.96  3.00 WLTC Road  104.60  3.64 WLTC Highway  162.98  5.35 

Table 11: Energy Consumptions of the EB0‐powered Parallel Topology 

Driving Mode  Electric Mode  Hybrid Mode  Unavailable Battery Mode 

Top Speed [km/h] (4% gradient)  137  134  134 Top Speed [km/h] (0% gradient)  145  161  161 0‐>100 [s]  10.8  6.2  17.2 80‐>120 [s]  10.9  5.1  13.1 

Table 12: Performances of the EB0‐powered Parallel Topology 

The  respective  available  powers  to  the wheel  according  to  the  gearbox  ratios  allow  inferring  top speeds  at  various  road  gradients.  Top  speed  capabilities  over  a  road  gradient  of  0%  and  4%  are respectively depicted in Figures 49 and 50. Note that here the electric boost is not available to assess each  top  speed  in  hybrid mode  since  the  speed  has  to  be maintained.  Thereby  the  top  speed capabilities are similar between the Hybrid mode and the “Unavailable Battery” mode.   In addition, top  speed  capability  in  electric  mode  over  a  road  gradient  of  4%  was  assessed  by  taking  into consideration only the EM power as depicted  in Figure 51. Furthermore, the Simulink model of this specific powertrain allows also getting access  to acceleration performances  through simulations by applying  specific  speed  echelons  as  reference  vehicle  speeds.  Another  way  to  compute  the acceleration performances could be to use maximum wheel torque diagram derived here  from the combination between the torques delivered by the EM and the ICE as depicted in Figure 52. However this method does not highlight gear shifting time as this introduced over the Simulink model. Thereby the  acceleration  performances  were  computed  owing  to  the  Simulink  model.  Note  that  both methods  gave  very  close  results with  lower  times  for  the method based on  the maximum wheel 

2eta

1Pcharge

Switch

Subtract

Saturation

P/ n

Look-UpTable

2

Constant

<= 1

CompareTo Constant

1Pterm

‐39‐  

torque  diagram  as  expected.  In  addition  note  that  acceleration  performances  in  “Unavailable Battery”  mode  were  computed  by  assuming  transaxle  gear  elongation  and  not  taking  into consideration  EM  power  assistance.  Performances  of  the  EB0‐powered  Parallel  topology  are gathered in Table 12. Finally note that the values gathered in Tables 11 and 12 are suitable with the Vehicle  Specifications  regarding  ranges  and  performances  for  the  three  driving modes.  Figures  in Tables  11  and  12  are  gathered  in  Chapter  5  with  those  derived  from  the  other  investigated drivetrains to ease the comparisons. 

 

Figure 49: Top Speed Capability (Road Gradient of 0%) of the EB0‐powered Parallel Topology in Hybrid Mode 

 

Figure 50: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) of the EB0‐powered Parallel Topology in Hybrid Mode

 

Figure 51: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) for the EB0‐powered Parallel Topology in Electric Mode 

 

Figure 52: Maximum Wheel Torque Diagram of the EB0‐powered Parallel Topology

 

4.5 Series Topology In this part, the Peugeot 208 series hybrid electric topology powered by the EB0 engine is going to be discussed  in  details  regarding  power  design  and modeling.  In  addition  to  those  two  topics,  basic results of this hybrid topology will be depicted such as energy consumptions and performances. 

4.5.1 Operating Principle This part  is dedicated  to  the operating principle of  a  series hybrid electric powertrain.  Few  series hybrid electric powertrain layouts exist. This used in this material is certainly the most common and is depicted upstream in Figure 53.  

0 50 100 150 200 250 3000

10

20

30

40

50

60

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

0 50 100 150 200 250 3000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

0 50 100 1500

10

20

30

40

50

60

70

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

EM PowerRoad Power

0 50 100 150 200 250 3000

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

Vehicle Speed [km/h]

Whe

el T

orqu

e [N

m]

5th4th3rd2nd1stEMMaximum Wheel Torque

‐40‐  

 

Figure 53: Operating Principle of the Series Hybrid Electric Powertrain 

Operating  principle  related  to  the  selected  series  hybrid  topology  is  depicted  in  Figure  53.  The traction wheel  torque  and  then  the  traction  power  are  computed  by  the  Driver Model.  A  basic energy balance over the vehicle is depicted in the first equation where the part related to the battery power  is  reflected  as  a  SOC  difference.  The  ideal  engine  power  requirement  is  then  computed. According  to  the engine OOL,  ideal engine  torque and speed are computed. Here  the  ideal engine operating  point  corresponds  to  the  real  operating  point.  Fuel  consumption  and  CO2  emissions derived finally from the  ICE operating point. The engine torque  is entirely absorbed by EM1, whilst the  EM1  speed  is  similar  to  this  derived  from  the  engine.  The  traction machine,  EM2,  is  directly connected to the road through a reduction gear set and has to ensure traction torque. Note that gr1 and gr2  correspond each one  to a  reduction gear  set and  their  values are derived  from  the  speed adaptation  of  the  EM  as  a  function  of  either  the  engine  top  speed  or  the  vehicle  top  speed requirements respectively. Note that no inertia was taken into consideration such as shaft inertia in order to reduce computing time.  

4.5.2 Power Design 

4.5.2.1 Scenarios & Mass Assessment As discussed in Chapter 4.3, the required power to reach the required top speed in charge depleting mode  (electric  mode)  and  in  charge  sustaining  mode  (hybrid  mode)  is  of  50kW  by  taking  into consideration specific arbitrary power margin.  

Two  scenarios  have  to  be  investigated  in  order  to  be more  accurate  regarding  the  requirements derived from the Vehicle Specifications especially in term of top speeds. Those two scenarios are the following: a  first one powered with  the EB0 engine, and a  second one powered by a hypothetical downsizing EB0 engine with only two‐cylinders  instead of 3  initially.  In both cases, a 50kW traction electrical machine  is  considered  since  this power magnitude  is  required by  the power preliminary design. Note  that  the  required  power  of  the  generator  (EM1)  is  closely  dependent  of  the  power 

0

  &   

11

  &   1 1. 22

 &   2    2.

Fuel consumption & CO

2 emission 0 200 400 600 800 1000 1200

0

20

40

60

80

100

120

Time [s]

Spe

ed [k

m/h

]

0.1

0.1

0.1

0.1

0.15

0 .15

0.15 0.15

0.2

0.2

0.2

0.2

0.22

0.22

0.22

0.22

0.25

0 .25

0.25

0.25

0.27

0.27

0.27

0.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.32 0.32

0.32

0.32

0.35

0.3 5

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

ICE Efficiency Map

0 100 200 300 400 500 6000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

OOL

 

deliveredin term oassessedthe genecompute

The  grosrequiremtwo scen

Figure 54:

Therebyof  4%. includedfor  bothassessm( 27 ) anthe 2/3 

d by the engof power, whd regarding terator has toed as a funct

ss mass  diffments regardnarios as dep

: Road Power R

, 42kW is neBy  assumind), the directh  scenarios ent purposend ( 28 ). NotEB0‐powere

gine. Therebyhich involvestheir respecto be similar ttion of the ve

Table

4.5.2.2 ference  betwding the top picted in Figu

Requirements r

eeded in firstng  best  elect energy striin  order  to

es. The directe thereby thed  scenario, 

00

10

20

30

40

50

60

Roa

d P

ower

[kW

]

y, the 2/3 EBs a mass redtive gross mo this deliveehicle gross m

e 13: Power De

Scenario Seween  the  twspeed capa

ure 54 (overl

respectively for

t extent to rectrical  machng  i.e. by avo  determinect energy  strhat only a mwhilst  a po

20 40 60

Series Hybrid TSeries Hybrid T

‐41‐ 

B0‐powered suction in a laass (cf. Tablered by the emass of the 

esign Scenarios

election wo  scenariosbility along apping curve

r 2/3 EB0‐powe

each a top sphine  efficienvoiding passie  the  maximring  for bothmaximum powower of  at  le

0 80 100Vehicle Speed [km

Topology powered byTopology powered by

scenario leadarger extente 13). Obviongine. The roEB0‐powere

s for Series Top

s  is  only  of a road grades).  

ered and EB0‐p

peed of at leancies  of  93%ing through mum  availabh cases  is  rewer of 28kWeast 43kW  is

120 140 1m/h]

y EB0 (4% gradient)y 2/3 EB0 (4% gradie

ds to implemt. Those two ously for bothow “Mass ind Peugeot 2

pology 

24kg.  Thereient of 4% a

 

powered Series 

ast 130km/h%  (power  ethe battery 

ble  wheel  pespectively dW is availables  available  f

160 180

ent)

ment a downscenarios hah cases the crease” in Ta08 i.e. 1001k

 

eby,  the  roaare very clos

 Hybrid Electric

h over a roadelectronics  ehas to be cower  for  todepicted  in Ee on the whefor  the  EB0‐

sized EM ave to be power of able 13 is kg.  

ad  power e for the 

c Scenarios 

 gradient efficiency omputed op  speed Equations      eels in for ‐powered 

‐42‐  

scenario  by  assuming  in  both  cases  EMs  and  power  electronics  efficiencies  equal  to  92%  (cf. efficiency map in Electrical Machine & Power Electronics). Therefore, only the EB0‐powered scenario is kept afterwards for performance purposes. 

  . . 43kW  ( 27 ) 

 

/ . . 28kW  ( 28 ) 

 

In addition, the initial assumption of a 50kW power for the traction motor for performance purposes is also validated according to Figure 54.  

4.5.3 Modeling Compared with  the models derived  from  the Conventional  topology and  the Parallel  topology, no new  blocks were  added.  In  addition,  the  Series  topology model  is  basically  simpler  than  the  two latters since there is no speed relation between engine and road. Only the computing way due to the specific physical relations is different. 

Similar  controllers  regarding  the driver model and  the battery SOC  control with  similar  static gain values as those used in the Parallel topology model were implemented in this Series topology model. In addition, the same engine ignition management with this derived from the Parallel topology model based on high engine efficiency and high engine power was also  implemented  (cf. Figure 55). The overall model of the Series topology is depicted in Figure 56. 

 .

  ( 29 ) 

 

..   ( 30 ) 

 

 

Figure 55: Engine Operating Point Selection Block 

However, a block not entirely similar to this derived from the Parallel model  is the Operating Point Selection block derived from the Control of the Drivetrain block.  Indeed, since the model has to be run  according  to  the  battery  charge  sustaining  strategy  called  “sustaining  II”,  the most  efficient 

No ICE motorbraking allowed

2wice*

1Tice*

wopt_ice

eta_ice

Torquelimitation

Topt_ice

Scope3

Scope1

NO ICE Torque @ to low efficiency

min

MinMaxP chargemom P charge *

Low pass -fi lter fordynamic limitation

(page 18)

OR

ICE always at high power

Strategy

From

-> T

2safety SOC

1P*

‐43‐  

engine operating point has  to be  selected. Thereby  a  Saturation block was  added  coupled with  a Switch  block  after  the  Low‐pass  Filter  block  as  depicted  in  Figure  55.  Note  that  if  the  power requirement derived from the power balance is inferior to this derived from the best efficient engine operating point (20kW), then the delivered engine power is reduced accordingly. However, to make the engine operate almost exclusively on this best efficient specific point, the required power derived from the battery through the proportional controller is at least equal to 20kW. Indeed, a SOC target range  of  about  0.5%  above  or  below  of  the maximum  SOC  value  and  the minimum  SOC  value respectively were implemented through a Relay block as pictured previously in Figure 46. The value of 0.5%  is derived  from Equation  ( 29  )where  the TiceOPTIMAL and ωiceOPTIMAL corresponds  to  the best engine efficient operating point. The power required by the battery in “sustaining II” battery strategy is computed according to Equation ( 30 ) as a function of SOCII derived from Equation ( 29 ). 

 

Figure 56: Series Topology Model over Simulink 

4.5.4 Results: Energy Consumptions & Performances Energy  consumptions  in  battery  charge  sustaining  depleting mode  (electric mode)  and  in  battery charge sustaining mode (hybrid mode) according to the two charges sustaining strategies, “sustaining I” and “sustaining  II”, are depicted  in Table 14 over the WLTP cycle. Note that the battery strategy “sustaining II” was here  implemented with a given 1% difference between SOC minimum value and SOC maximum value, whilst  the safety SOC value was set 1% beneath  the SOC minimum value  (cf. Chapter  3.3.3  for more  information).  In  addition,  note  also  that  the  fuel  consumption  values  are corrected as a function of the difference between the initial SOC value and the final SOC value.  

Driving Mode  Electric Mode [Wh/km] 

Hybrid Mode [l/100km] 

Sustaining I  Sustaining II WLTC  115.46  4.21  4.15 WLTC Urban  71.44  2.76  1.64 WLTC Urban 2  80.72  3.25  2.62 WLTC Road  105.38  3.83  3.52 WLTC Highway  163.80  5.97  6.01 

Table 14: Energy Consumptions of the EB0‐powered Series Topology 

Series Hybrid Model-K-

m/s -> km/h

Tem2

Tbrake

Froad

v

Tdriv

Wroad

Wbrake

Transmission

wem2

Tem2*

Tem2

Pel_em2

Traction Motor (em2)

FuelPower

Speed

FuelConsumption

Distance [km]

Av erageSpeed [km/h]

FuelEnergy

v Froad

Road Model

-0.513

Road Energy [kWh]

Speed

Performance

0.8096

Mecanics -> electric [kWh]

Tice*

wice

FuelPowerTicePice

EtaICE

ICE Model

wem1

Tem1*

Tem1

Pel_em1

Generator (em1)

G l S

K-Gain

v *

v Ttot*

Driver Model

Twheel*

v

SOC

saf ety SOC

Tice*

wice*

wem2

Tem2*

Control ofthe drivetrain

Paux

5.151e-015

CO2 Emission [g/km]

0

Brake Energy [kWh]

Tem2*

Tem2

T_brake

Brake

0.1351

Battery Losses [kWh]P elm1

P elm2

P aux

Speed

SOC

Wloss

Pcharge

saf ety SOC

ElectricConsumption

Energy Conv erion

Battery

2.22e-016

Average Fuel Consumption [l/100km]245.9

Average Electric Consumption [Wh/km]

Driv ing cy cle

‐44‐  

 

Figure 57: Top Speed Diagram (road gradient of 4%) for the EB0‐powered Series Topology in Electric Mode 

 

Figure 58: Maximum Available Wheel Torque for EB0‐powered Series Topology 

 

Figure 59: Available Wheel Torque in “Unavailable Battery” Mode versus Ideal Wheel Torque derived from the Full‐Load Line of the Traction Electrical Machine 

Driving Mode  Electric Mode  Hybrid Mode  Unavailable Battery Mode 

Top Speed [km/h] (4% gradient)  137  132  132 Top Speed [km/h] (0% gradient)  145  145  145 0‐>100 [s]  11.0  11.0  13.8 80‐>120 [s]  11.2  11.2  13.4 

Table 15: Performances of the EB0‐powered Series Topology 

Here no mechanical transmission  limitations such as gear ratios occur since the traction machine  is directly engaged to the wheels. Top speed performance  in hybrid mode was assessed by using the road power requirement diagram (cf. Figure 54) by taking  into consideration only the direct energy string  discussed  previously  in  Equation  (  27  ).  Top  speeds  are  of  course  similar  in  “Unavailable Battery”  mode.  In  addition,  top  speed  capability  in  electric  mode  was  assessed  by  taking  into consideration only  the  traction motor power  as depicted  in  Figure 57. Acceleration performances were  assessed  by  using  the  specific  tool  implemented  in  the  Simulink model where  basic  speed echelons  are  involved.  Theoretical  acceleration  capabilities  based  on  available wheel  torques  (cf. Figure 58) were also computed and lead to get really close results through a force balance over the vehicle  (cf. Equation  ( 15  )). Note  that  the acceleration performances are similar between  the  two 

0 50 100 1500

10

20

30

40

50

60

70

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

EM PowerRoad Power

0 50 100 1500

500

1000

1500

2000

2500

3000

Vehicle Speed [km/h]

Whe

el T

orqu

e [N

m]

0 50 100 1500

500

1000

1500

2000

2500

3000

Vehicle Speed [km/h]

Whe

el T

orqu

e [N

m]

Ideal Wheel TorqueAvailable Wheel Torque

‐45‐  

different driving modes since traction torque is only supplied by EM2 in this specific powertrain. Only the theoretical way was used to compute acceleration performances in “Unavailable Battery” mode for which power limitation occurs as depicted in Equation ( 27 ) and leads to restrict available wheel torque as depicted  in Figure 59. Performances of the EB0‐powered Series topology are gathered  in Table 15.  Finally note  that  the  values  gathered  in  Tables 14  and 15  are  suitable with  the Vehicle Specifications regarding ranges and performances for the three driving modes. Figures  in Tables 14 and 15 are gathered in Chapter 5 with those derived from the other investigated drivetrains to ease the comparisons. 

 

4.6 Power­Split Topology In this part, the Peugeot 208 power‐split hybrid electric topology powered by the EB0 engine is going to be discussed in details regarding power design and modeling. In addition to those two topics, basic results of this hybrid topology will be depicted such as energy consumptions and performances. 

4.6.1 Operating Principle 

 

Figure 60: Operating Principle of the Power‐Split Hybrid Electric Powertrain 

This part is dedicated to the operating principle of a power‐split hybrid electric powertrain. The most known  power‐split  hybrid  is  this  manufactured  by  Toyota  and  considered  in  this  material.  The considered topology was depicted previously  in Figure 3. This powertrain also called e‐CVT  is based 

. 0

  &   

1 1

2 .1

1 . 2

2 .

OOL

Fuel consumption & CO

2 emission

0 200 400 600 800 1000 12000

20

40

60

80

100

120

Time [s]

Spe

ed [k

m/h

]

0.1

0.1

0.1

0.1

0.15

0 .15

0.15 0.15

0.2

0.2

0.2

0.2

0.22

0.22

0.22

0.22

0.25

0.25

0.25

0.25

0.27

0.27

0.27

0.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.32 0.32

0.32

0 .32

0.35

0.3 5

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

ICE Efficiency Map

0 100 200 300 400 500 6000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

‐46‐  

on  a  planetary  gear  set  used  as  a  power‐split  device  as  implemented  in  the  Toyota  Prius.  The operating principle of this e‐CVT is depicted upstream in Figure 60. 

The  engine  required  power  is  computed  from  the  power  balance  over  the  vehicle  by  taking  into consideration the traction required power derived from the driver model, the auxiliary load, and the required battery power through a basic proportional controller. The aim of this powertrain is to make the engine operate according to its OOL i.e. at high efficiency as the series topology since the engine speed and torque can be adjusted independently to the road for a given required power owing to the power‐split  device.  Indeed,  EM2  mounted  on  the  ring  wheel  of  the  planetary  gear  set  allows adjusting engine  torque, whilst EM1 mounted on  the  sun wheel allows adjusting engine  speed as depicted in Figure 60. Note here that compared with the series topology, a part of the engine torque is given mechanically to the road. Finally, note that an energy recirculation between EM1 and EM2 is required to keep the engine operate along its OOL, which involves compulsory losses. 

4.6.2 Power Design 

4.6.2.1 Design of the Power­Split Device  This part  is dedicated to the design of the power‐split device  i.e. the planetary gear set. One of the key parameter of this device  is  its kpl defined previously  in Planetary Gear Set. To avoid  introducing another  floating parameter,  kpl was  considered as equal  to an arbitrary  value of 2.6. This  value  is derived from the ratio between the number of ring gear teeth and the number of sun gear teeth of the planetary gear set  implemented  in all the Toyota hybrid transaxle [9].   In addition, according to Figure 60, this value of 2.6  leads to 72% of the engine torque  is conveyed to the wheels while only 27% is conveyed to the generator (EM1). 

4.6.2.2 Speed Range of the Electrical Machines Another key parameter is the speed range of the two electrical machines implemented in this specific powertrain.  Indeed, the speed relation between the three machines  is significant  in order to adjust engine speed independently to the road requirements. According to Toyota documentation [10], the top speed of EM2 is equal to 5273rpm for the recent P410 hybrid transmission and 6000rpm for the previous P112 hybrid transmission. In this material, the top speed of EM2 was assumed afterwards to be equal to 5500rpm i.e. similar to the engine top speed. 

 

Figure 61: Planetary Gear Nomographs in Extreme Speed Range Operations 

Thereby, by assuming top speed of 5500rpm for both the engine and EM2, two extreme top speed limits  related  to  EM1  have  to be  taken  into  consideration  and  are depicted  in  the  two  planetary nomographs in Figure 61. The speed range requirement on the left side is derived from the electricity 

EM2 (ring gear) ICE (carrier gear) EM1 (sun gear)

EM2 (ring gear) ICE (carrier gear) EM1 (sun gear)

 

 

generatifrom the(cf. Vehitoo  demelectric dof 5500rthe  literwhilst th

By assumPower Pin order absorbekpl and  tthrough 

Two  sceconsiderreduce vdownsiztorque aengine t

Those tw16. A gropower  r(overlapallow  thspeed  camaintainto reach

on capabilitye capability ticle Specificamanding.  In driving moderpm for a staature regardhe full‐electr

ming first a pPreliminary Dto keep the d by EM1 (Tthe maximumFigure 60. 

enarios  withred. Those  twvehicle grossing  capabilitand  therefororque along 

wo scenariososs mass diffrequirementping curves)e vehicle  toapability  is  sned. Here thh a higher to

y at any engto reach the ations). Electaddition,  the is requisiteandstill enginding  the genic top speed 

4.6.2.3 power requirDesign of Hybsame powe

em1) is equal m  torque de

4.6.2.4 h  a  commowo scenarios mass and thty,  the  genere  the  requirits OOL. 

Table 1

s with their rference of onts  between ). Therefore,  reach 130kstrictly depee reader hasp speed but 

gine speed. Tvehicle top tricity generahe  capabilitye. Thereby, ane was finallnerator  top scapability is

Torque Ranrement of 50brid Electric r capability eto 24Nm anelivered by  t

Scenarioson  tractionos are mainlyhen reduce Cerator  (EM1red power d

6: Power Desig

respective enly 24kg is hthem  are ,  the 2/3 EBkm/h over a endent on  ths to understaonly for a s

‐47‐ 

The speed raspeed in fulation capabi  to  reach  tha speed rangly consideredspeed  in  thes significantly

nge of the Ele0kW in full‐ePowertrainsespecially at nd this value the EB0 eng

electrical  my based on  tCO2 emission)  could  be delivered by 

gn Scenarios fo

ngine poweighlighted bonly  very  s

B0‐powered road gradiehe engine poand that thehort time (e

ange requirel‐electric driility at any ehe  required e of 14100rpd for EM1. Ae THS  II  (Toyy limited sinc

ectrical Maclectric drivins, the torquetop speed. Iis strictly deine along  its

machine  (EMthe engine dns in a largermore  or  lesEM1  is clos

r Power‐Split T

r and generaetween the slightly  diffescenario  is  fent of 4%  in ower  since  t battery conlectric boost

ment on theving mode iengine speedvehicle  top

pm related tA value of 10yota Hybrid Sce considere

chines ng mode as de range of EMIn addition, terived from as OOL  (TICEma

M2)  regardidownsizing cr extent. In ass  downsizedely depende

Topology 

ator power atwo scenarioerent  as  definally given hybrid modthe  vehicle tent capabilt). In additio

e right side is.e. to reach d was assump  speed  eveo the EM2 t0000rpm is qSystem) of  td as a full‐hy

depicted prevM2 can be cthe maximuma ratio depe

ax = 87Nm) a

ing  its  powcapability  in ddition to thd  since  the ent on  the m

 

are depictedos. Thereby, picted  in  Fup since  it 

de. Note  thattop  speed hity allows thon, the assum

s derived 145km/h 

med to be n  in  full‐op speed quoted in the Prius, ybrid [6]. 

viously in omputed m torque ndent on as  shown 

wer  were order  to 

he engine required 

maximum 

d  in Table the road igure  62 does not t  the  top has  to be e vehicle mption of 

‐48‐  

50kW traction motor (EM2) is validated according to the road power requirements depicted in Figure 62  since  a  top  speed  of  at  least  130km/h  is  reachable  over  a  road  gradient  of  4%  in  full‐electric driving mode 

 

Figure 62: Road Power Requirements over a Road Gradient of 4% for 2/3 EB0‐powered Power‐Split Topology and EB0‐powered Power‐Split Topology. 

4.6.3 Modeling Compared with  the models derived  from  the Conventional  topology and  the Parallel  topology, no new blocks were added. In addition, the Power‐Split topology model is basically simpler than the two latters since there  is no speed relation between engine and road owing to the CVT effect. Only the computing way due to the specific physical relations is different. 

Similar  controllers  regarding  the driver model and  the battery SOC  control with  similar  static gain values as those used  in the Parallel topology model were  implemented  in this Power‐Split topology model.  In  addition,  the  same  engine  ignition  management  with  this  derived  from  the  Parallel topology model based on high engine efficiency and high engine power was also implemented.  

 

Figure 63: Power‐Split Topology Model over Simulink 

0 20 40 60 80 100 120 140 160 1800

10

20

30

40

50

60

Vehicle Speed [km/h]

Roa

d P

ower

[kW

]

Power-Split Hybrid Topology powered by EB0 (4% gradient)Power-Split Hybrid Topology powered by 2/3 EB0 (4% gradient)

Power Split Hybrid Model-K-

m/s -> km/h

Tice

Tem2

Tbrake

Froad

v

Tdriv

Wroad

Wbrake

Transmission

wem2

Tem2*

Tem2

Pel_em2

Traction Motor (em2)

FuelPower

Speed

FuelConsumptionDistance [km]Av erageSpeed [km/h]FuelEnergy

v Froad

Road Model

-0.02293

Road Energy [kWh]

Speed

Performance

0.1179

Mecanics -> electric [kWh]

Tice*

wice

Fuel PowerTicePice

EtaICE

ICE Model

wem1

Tem1*

Tem1

Pel_em1

Generator (em1)

G l S

K-Gain

6.958e+005

Fuel Energy [kWh]v *v Ttot*

Driver Model

Twheel*

v

SOC

saf ety SOC

Tice*

wice*

wem1

Tem1*

wem2

Tem2*

Control ofthe drivetrain

Paux

85.2

CO2 Emission [g/km]

-0.0005665

Brake Energy [kWh]

Tice

Tem2

Twheel*

Tbrake

Brake

0.002445

Battery Losses [kWh]P elm1

P elm2

P aux

Speed

SOCWlossPcharge

saf ety SOCElectricConsumptionEnergy Conv erion

Battery

3.672

Average Fuel Consumption [l/100km]

-22.51

Average Electric Consumption [Wh/km]

Driv ing cy cle

‐49‐  

Furthermore, the same methodology was used  in the Power‐Split model for the  implementation of the  “sustaining  II”  strategy  in battery  charge  sustaining mode as depicted  in  the modelling of  the Series model. The overall model of the Power‐Split topology  is depicted  in Figure 63 and  looks very similar to the Series topology model. 

4.6.4 Results: Energy Consumptions and Performances Energy consumptions both  in battery charge depleting mode  (electric mode) and  in battery charge sustaining mode (hybrid mode) according to the two charge sustaining strategies, “sustaining I” and “sustaining  II”,  are  depicted  in  Table  17  over  the  WLTP  cycle.  Note  that  the  battery  strategy “sustaining II” was here  implemented with a given 1% difference between SOC minimum value and SOC maximum  value, whilst  the  safety  SOC  value was  set  1% under  the  SOC minimum  value  (cf. Chapter  3.3.3  for more  information).  In  addition,  note  also  that  the  fuel  consumption  values  are corrected as a function of the difference between the initial SOC value and the final SOC value. 

Driving Mode  Electric Mode [Wh/km] 

Hybrid Mode [l/100km] 

Sustaining I  Sustaining II WLTC  116.85  3.97  4.03 WLTC Urban  72.87  2.67  1.65 WLTC Urban 2  82.06  3.14  2.61 WLTC Road  106.75  3.70  3.41 WLTC Highway  165.24  5.50  5.63 

Table 17: Energy Consumption of the EB0‐powered Power‐Split Topology 

Driving Mode  Electric Mode  Hybrid Mode Top Speed [km/h] (4% gradient)  136  142 Top Speed [km/h] (0% gradient)  145  145 0‐>100 [s]  11.2  8.4 80‐>120 [s]  11.5  6.8 

Table 18: Performances of the EB0‐powered Power‐Split Topology 

Top speed performance in hybrid mode was assessed by using the road power requirement diagram (cf. Figure 62) by taking only  into consideration the engine power conveyed to the wheels through the planetary gear  set without using  the battery  capability  since  the  speed has  to be maintained. Indeed here  the EB0 engine delivered 50kW and  this amount of power  is  conveyed  to  the wheel through  the planetary gear  set without mechanical  transmission  limitations  since  the  transmission here  runs basically as a CVT. Top speed performance  in electric mode was assessed by  taking  into consideration only  the EM power as depicted  in Figure 64.  In addition, acceleration performances were  assessed  by  using  the  specific  tool  implemented  in  the  Simulink model where  basic  speed echelons are involved. Theoretical acceleration capabilities based on available wheel torque diagram (cf. Figure 65) were also computed and  lead to get really close results through a force balance over the vehicle  (cf. Equation  ( 15  )). Note  that at  low vehicle speed  the engine cannot operate at high speed  since  the  speed  range  of  EM1  is  limited  (cf.  Equation  (  12  )).  However  here  the  torque delivered by the engine to the wheels  is strictly constant and corresponds to the maximum engine torque  along  its  OOL  This  capability  to  deliver  always maximum  torque  at  any  vehicle  speed  is possible  since  the engine operating point  related  to  this maximum engine  torque according  to  its OOL  is  reachable  for an engine speed of only 3500rpm. Performances of  the EB0‐powered Power‐Split  topology are gathered  in Table 18. Note  that  the  top speed  limitations especially over a  road 

‐50‐  

gradient of  0%  are  caused by  the  reduction  gear  design.  Finally note  that  the  values  gathered  in Tables 17 and 18 are suitable with the Vehicle Specifications regarding ranges and performances for at  least  the  two major driving modes. Figures  in Tables 17 and 18 are gathered  in Chapter 5 with those derived from the other investigated drivetrains to ease the comparisons. The performances in “Unavailable  Battery”  mode  were  here  not  investigated  because  of  time  limitations  and  are accordingly assumed to be included in the Vehicle Specifications. 

 

Figure 64: Top Speed Capability (road gradient of 4%) for the EB0‐powered Power‐Split Topology in Electric 

Mode 

 

Figure 65: Maximum Available Wheel Torque for EB0‐powered Power‐Split Topology

 

4.7 Active Strategy Control 

4.7.1 Aims and Switch Power Values The  energy  consumptions  in  battery  charge  sustaining mode  are  relatively  not  similar  between  battery  managements  either  based  on  the  so‐called  ”sustaining  I”  strategy  or  the  so‐called “sustaining  II”  strategy.  Urban  conditions  are  more  favorable  regarding  energy  efficiency  in “sustaining II” strategy, whilst high speed conditions are more favorable in “sustaining II” strategy for a same hybrid electric powertrain.   

This energy consumption difference  for a same hybrid electric powertrain  is mainly explainable by the  lack  of  power  provided  by  the  EB0  engine  at  its  highest  efficiency  operating  point  to  follow properly the road power requirements (only 22kW). Thereby, at high road power requirements, the battery SOC reaches  its safety value and  leads to make the engine operate at  its maximum power, which alters  the engine efficiency  from 35%  to 29%.  In addition  to  this main drawback, higher  the road  power  requirements  are,  lower  the  battery  efficiency  is  since  basically  the  battery charge/discharge frequency is in parallel higher. Thereby lower energy consumptions are noticeable in  favor  to  the  “sustaining  I” battery  strategy due  to  this high  charge/discharge  frequency at high road power requirements in a less extent. 

A choice between  those  two battery charge sustaining strategies has  to be carried out. Otherwise, the two battery charge sustaining strategy can be kept and have to be selected as a function of key parameters. This new battery strategy based on most efficient battery strategy selection  in charge sustaining mode was called the “Active Strategy Control”. This latter option was finally considered in 

0 50 100 1500

10

20

30

40

50

60

70

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

EM PowerRoad Power

0 50 100 1500

500

1000

1500

2000

2500

3000

Vehicle Velocity [km/h]

Whe

el T

orqu

e [N

m]

EM2ICEMaximum Wheel Torque

‐51‐  

this material.  The  key  parameter  to  choose which  battery  sustaining  charge  strategy  is  the most beneficial regarding energy efficiency is in a first extent the traction required power derived from the driver model through a traction required torque. Only the traction required power was finally taken into consideration for simplification purposes. Other parameters could be introduced such as vehicle speed or SOC value but were finally not taken into consideration. 

Therefore, a Matlab algorithm was developed as a function of the exclusive traction required power by  introducing  in parallel hysteresis phenomena. The  issue of  this algorithm creation  is  to  find  the switch values given in kW. To highlight those switch power values, constant speed experiments were carried out  for  the Series,  the Power‐Split, and also  the Series/Parallel  topologies.  In addition,  the corrected fuel consumptions were computed and picked up through the respective Simulink models for  each  speed  level  (power  level)  according  to  the  two battery  charge  sustaining  strategies.  The battery switch strategy capability was expanded for the Series/Parallel topology by a topology switch between a series  topology run with  the “sustaining  II” battery strategy and a parallel  topology run with  the  “sustaining  I”  battery  strategy.  Note  that  only  those  two  scenarios  were  taken  into consideration  and  are mainly motivated  by  the  results  regarding  energy  consumptions  in  charge sustaining mode of those two topologies as a function of the battery strategy performed. The Series topology gives better results in urban driving conditions in “sustaining II” in the absolute, whilst the Parallel topology gives better results in high speed driving conditions in “sustaining I” in the absolute. The Parallel/Series topology will be discussed more in details later on. 

Switch power  values  given  in  constant  vehicle  speed  are highlighted  in  Figures 66, 67  and 68  for those three hybrid electric powertrains. The switch power values are gathered in as a function of the hybrid  electric  powertrain. Note  that  those  values  are  quite  close  to  this  derived  from  the most efficient engine operating point i.e. 22kW according to its OOL. In addition, switch hysteresis is easily achievable since two distinctive switch power values at  least are highlighted  in the three “Constant Speed  Experiments”  diagrams.  The  Switch  power  values  related  to  the  so‐called  Active  Strategy Control are gathered in Table 19. 

 

Figure 66: Constant Speed Experiments for the EB0‐powered Series Topology 

 

Figure 67: Constant Speed Experiments for the EB0‐powered Power‐Split Topology 

70 80 90 100 110 120 1303

4

5

6

7

8

9

10

Speed [km/h]

Fuel

Con

sum

ptio

n [l/

100k

m]

Sustaining ISustaining II

70 80 90 100 110 120 1303

3.5

4

4.5

5

5.5

6

6.5

7

7.5

8

Speed [km/h]

Fuel

Con

sum

ptio

n [l/

100k

m]

Sustaining ISustaining II

‐52‐  

 

Figure 68: Constant Speed Experiments for the EB0‐powered Series/Parallel Topology 

Topology  Switch‐down Power [kW]  Switch‐up Power [kW] Series  7 (81km/h)  19 (120km/h) Power‐Split  7 (80km/h)  20 (122km/h) Series/Parallel  7 (80km/h)  16 (112km/h) 

Table 19: Switch Power Values for the Active Strategy Control 

4.7.2 Modeling A specific block to make the model run according to the Active Control Strategy for the Parallel, the Series  and  the  Series/Parallel models  over  Simulink  was  developed.  As  depicted  previously,  the switch  strategy  capability  is  focused  exclusively  on  the  required  traction  power  derived  from  the driver model. Thereby,  the  two  inputs of  this block are  the vehicle  speed and  the  traction  torque computed  by  the  driver  model  as  depicted  in  Figure  69.  The  road  power  requirement  is  then smoothed by a Discrete Mean Value block by averaging power requirement over a period of 3s. This sampling  time was  chosen  1s higher  than  the  τcharge  value defined previously.  This  arbitrary  value results  from  a  compromise  between  a  need  of  smoothing  peak  powers  as much  as  possible  and another need to be reactive (the results of the sliding average are given in form of an echelon with 3s of delay compared with the very variable traction power requirement).  

 

Figure 69: Active Control Strategy Block 

40 50 60 70 80 90 100 110 120 1302

3

4

5

6

7

8

9

10

Speed [km/h]

Fuel

Con

sum

ptio

n [l/

100k

m]

Parallel Configuration (sustaining I)Series Configuration (sustaining II)

Road PowerRequirement

1/rw

m/s -> rad/sScope

MultiportSwitch

Strategy

Goto

In Mean

Discrete Mean value

-C--C-

Strategy

Switch

<= 02

Twheel*

1v

‐53‐  

A case study to ease the understanding of this switch battery strategy capability is discussed for the Power‐Split topology over the Urban 2 part of the WLTP cycle. The main Simulink scope of the Active Strategy Control block  is depicted  in Figure 70. The battery  charge  sustaining  strategy  is  switched from the “sustaining II” mode to the “sustaining I” mode at t = 190s and the “sustaining II” mode is reactivated at  t = 205s as  shown  in Figure 71. Here 0 means  “sustaining  I” mode, whilst 1 means “sustaining II” mode. 

 

Figure 70: Main Scope of the Active Strategy Control Block over the Urban 2 part of the WLTP Cycle for the 

Power‐Split Topology 

 

Figure 71: Strategy Implemented by Active Strategy Control Block over the Urban 2 part of the WLTP Cycle 

for the Power‐Split Topology

 

4.8 Series/Parallel Topology  In  this part,  the Peugeot 208 series/parallel hybrid electric  topology powered by  the EB0 engine  is going  to  be  discussed  in  details  regarding  power  design  and modeling.  In  addition  to  those  two topics,  basic  results  of  this  hybrid  topology  will  be  depicted  such  as  energy  consumptions  and performances. 

4.8.1 Operating Principles & Power Design The powertrain  layout of this specific topology  is directly derived from the merging of the selected Parallel topology and the selected Series topology. However, here the topology is either operated as a series hybrid electric powertrain coupled with the so‐called “sustaining II” strategy or as a parallel hybrid  electric  powertrain  coupled  with  the  so‐called  “sustaining  I”  strategy  for  both  in  battery charge  sustaining  mode.  This  specific  topology  is  outlined  in  Figure  6  at  the  beginning  of  this material. 

Note  that  the  generator was  assumed  to  be  not  in  operation  (turned  off) when  the  topology  is operated as a parallel hybrid electric powertrain. In addition, the switch power values related to the Active Strategy Control are basically low. Thereby only a small powerful generator was implemented as depicted  in Table 20. The battery charge depleting mode related  to  the  full‐electric capability  is ensured exclusively by the EM mounted on the transaxle gear set  i.e. this derived from the parallel topology. 

 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

Time [s]

Pow

er [k

W]

Road Power RequirementsSwitch-up Power ValueSwitch-down Power ValueMean Values

0 50 100 150 200 250 300 350 400 4500

0.2

0.4

0.6

0.8

1

Time [s]B

atte

ry C

harg

e S

usta

inin

g S

trate

gy

 

Only onpossible assessmto be copowertr20kW. EControl)that the this imp

The assuspeed  ctransmistop spee

Tab

e  scenario  rfor both paent  is preseompared witain has  to bEven  though , the batteryengine adaplemented in 

umption of aapabilities  ossion  limitatied magnitude

Figure

ble 20: Gross M

regarding porallel topolonted  in Tablh this derivebe switched the  topolog

y buffering cptation massthe two refe

a 50kW  tracover  a  roadions allows te required b

e 72: Road Pow

00

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Roa

d P

ower

[kW

]

Mass Assessmen

ower design gy and seriee 20 by  imped from the in parallel  togy  switch  is apabilities res was calculaerence vehic

ction EM  is hd  gradient  othe vehicle  ty the Vehicle

wer Requireme

20 40 60

0% gradient4% gradient

‐54‐ 

nt of the EB0‐p

was  assumees topology. Tplementing oengine best opology modcarried out egarding powated for a gacles. 

here validateof  4%.  Indeeto be propee Specificatio

ents for the EB0

0 80 100Vehicle Speed [km

powered Series/

ed  since engThis dedicateonly a 25kW efficient opde  for a roathrough  filtwer and eneasoline tank 

ed accordinged,  a  powelled up to 14ons. 

0‐powered Seri

120 140m/h]

 

/Parallel Topol

gine downsized scenario generator. Terating poind power reqtering meansergy are hereof 30 liters i

g  to Figure 7r  of  50kW 40km/h, wh

es/Parallel Top

160 180

logy 

zing  capabiliregarding grThis power vnt i.e. 20kW quirement os  (cf. Active e partially usnstead of 50

72  regardingwith  no  meich correspo

 

pology 

ity  is not ross mass value has since the f at  least Strategy 

sed. Note 0 liters as 

g  the  top echanical onds to a 

‐55‐  

In addition, the transaxle gear set adaptation proposed for the Parallel topology has to be checked since  the vehicle gross mass was  increased significantly. By assuming  first  the  same  transaxle gear ratio of 3.2 derived from the power design of the Parallel topology, top speed capability over a road gradient of 4% has to be controlled. Gearbox ratios make top speed capability be limited as depicted in Figure 73. Indeed, the transaxle gear ratio of 3.2 is too long since only a top speed of 133km/h is expected i.e. too close to the Vehicle Specifications in Hybrid mode. Thereby, the transaxle gear ratio has  to be basically  increased.  The  value of  3.5 was  finally  chosen  and  gave more  suitable  results regarding performances. 

 

Figure 73: Top Speed Capability (4% road gradient) of the Series/Parallel Topology with a Transaxle Gear Ratio of 3.2 

4.8.2 Modeling 

 

Figure 74: Control of the Drivetrain over Simulink for the Series/Parallel model 

The modeling of  this  topology  is based on  the merge of  the Parallel model and  the Series model. Most of the blocks over Simulink are common. Only specific Switch blocks were added to make the topology computing process change from parallel to series way and vice versa as depicted  in Figure 74 on the  left side. Those Switch blocks are directly controlled by the Active Strategy Control block (orange block). 

0 50 100 150 200 250 3000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

Required wheel torque * wheel speed == required wheel power

Switch Series/Parallel Hybrid configuration according to both road power requirement

7utvx

6Tem2*

5wem2

4Tem1*

3wem1*

2wice*

1Tice*1/rw

m/s -> rad/s

Wheel Power

Switch4

Switch3

Switch1

Switch

Scope1

Scope

SOC

StrategyP charge *

SOC controller acc to equation (3-9)

Related Battery Srategy

P*

saf ety SOC

Strategy

Tice*

wice*

Optimal operatingpoint for ICE(figure 11)

ICE powerref

Switch

Goto

w_wheel

Tice*

wice*

Tnew*

wice_new*

utv x

Gear Selection

gr1

Gain2

-K-

Gain1

gr2

Final gear

1/gr2

Final gear

0

0

Constant1 1

Constant

v

Twheel*Switch

-K-

1/gr2

->Tem2*

4safety SOC

3SOC

2v

1Twheel*

‐56‐  

4.8.3 Results: Energy Consumptions and Performances Energy consumptions both  in battery charge depleting mode  (electric mode) and  in battery charge sustaining mode  (hybrid mode) derived  from  the Active Strategy Control are depicted  in Table 21. Note that the SOC values used  in the two different charge sustaining strategies are similar to those introduced in the other hybrid electric models. 

Driving Mode  Electric Mode [Wh/km] 

Hybrid Mode  [l/100km] 

WLTC  116.65  3.87 WLTC Urban  72.66  1.68 WLTC Urban 2  81.86  2.78 WLTC Road  106.55  3.69 WLTC Highway  165.04  5.56 

Table 21: Energy Consumptions for the Series/Parallel Topology 

Performances were  also  assessed  for  the  three driving modes  and  are depicted  in  Table 22. Best performances are derived from the parallel topology mode since power addition between engine and electrical motor is possible. Therefore, performances of the Series/Parallel topology were computed by assuming power addition capability, which means to be exclusively in parallel topology mode with the  generator  turned  off.  Top  speed  capability  in  hybrid  mode  was  assessed  by  taking  into consideration only engine power since the speed has to be maintained. Note here that top speeds are  similar  between  the  Hybrid  mode  and  the  “Unavailable  Battery”  mode.  Here  mechanical transmission limitations were expected due to the gearbox ratio and are depicted in Figures 75 and 76 for a road gradient of 4% and 0% respectively.  In electric mode, the top speed capabilities were assessed  by  taking  into  consideration  only  the  EM  power  as  depicted  in  Figure  77.  Acceleration performances were  assessed  by  using  the  tool  implemented  directly  over  Simulink. Nonetheless, theoretical calculations were also carried out  through a maximum available wheel  torque diagram (cf.  Figure 78) by  taking  into  consideration Equation  ( 15  )  to  control  the  accuracy of  the  results. Those  theoretical calculations  lead  to asymptotic  results  (lower  regarding  time) but close  to  those derived  from  the  Simulink model.  Finally  note  that  the  values  gathered  in  Tables  21  and  22  are suitable with  the  Vehicle  Specifications  regarding  ranges  and  performances  for  the  three  driving modes. Figures  in Tables 21 and 22   are gathered  in Chapter 5 with  those derived  from  the other investigated drivetrains to ease the comparison 

 

Figure 75: Top Speed Capability (road gradient of 4%) for the Series/Parallel Topology in Hybrid Mode 

 

Figure 76: Top Speed Capability (road gradient of 0%) for the Series/Parallel Topology in Hybrid Mode 

0 50 100 150 200 250 3000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

0 50 100 150 200 250 3000

10

20

30

40

50

60

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

5th4th3rd2nd1stRoad Power

‐57‐  

 

Figure 77: Top Speed Capability (road gradient of 4%) for the Series/Parallel Topology in Electric Mode 

 

Figure 78: Maximum Available Wheel Torque of the EB0‐powered Series/Parallel Topology 

Driving Mode  Electric Mode  Hybrid Mode  Unavailable Battery Mode 

Top Speed [km/h] (4% gradient)  136  141  141 Top Speed [km/h] (0% gradient)  145  165  165 0‐>100 [s]  11.4  6.3  16.6 80‐>120 [s]  11.6  5.3  13.4 

Table 22: Performances of the Series/Parallel Topology 

   

0 50 100 1500

10

20

30

40

50

60

70

Vehicle Velocity [km/h]

Pow

er [k

W]

EM PowerRoad Power

0 50 100 150 200 250 3000

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

Vehicle Speed [km/h]

Whe

el T

orqu

e [N

m]

5th4th3rd2nd1stEMMaximum Wheel Torque

‐58‐  

5 General Comparisons General  comparisons  regarding  gross  masses,  energy  consumptions,  performances  and manufacturing costs are presented here. Most of the data depicted  in this section are derived from Chapters 4.2.3, 4.4.4, 4.5.4, 4.6.4, 4.8.3 concerning respectively the two reference vehicles (EB0 and EB2DT‐powered Peugeot 208),  the parallel  topology,  the series  topology,  the power‐split  topology, and the series/parallel topology. 

 

5.1 Gross Mass Comparisons As discussed previously, different scenarios regarding power design and therefore vehicle gross mass were  investigated  in  this material  for  each  hybrid  electric  topology.  The  results  regarding  vehicle gross mass are depicted  in Figure 79. The  lightest 9‐kWh battery pack PHEV  is the Parallel topology (blue), whilst  the  heaviest  are  the  Power‐Split  topology  (yellow)  and  the  series/Parallel  topology (red/blue). Mass values were discussed previously in each respective part related to each topology. 

 

Figure 79: Vehicle Gross Mass Assessment 

Note  that all  the vehicle gross masses  considered  for  simulation purposes were overestimated by adding 75kg of cargo as required by the European legislation.  

 

5.2 Energy Consumptions 

5.2.1 Electric Mode (Charge Depleting Mode) As  discussed  in  the  Battery  Strategy Managements,  the main  advantage  of  a  PHEV  and  a  Range Extender is to be able to use cheap energy from the electricity grid. Thereby, the first mode of driving is called the “electric mode” or the “charge depleting mode”. Energy consumptions are here given in Wh/km or also in kilometers to reflect the full‐electric range capability. Here a useful SOC of 85% was assumed, which involves a reference SOC value for battery charge sustaining operation equal to 15%. This value of 15% corresponds to 1.35kWh, which corresponds to the magnitude with specific margin due  to  other  battery  technology  differences  of  the  current  battery  pack  content  implemented  in most  of  the  full‐hybrid  vehicles. Note  here  that  basically  the  full  hybrid  vehicles  are  operated  in battery charge sustaining mode. Electric ranges  for each hybrid electric powertrain are depicted  in 

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1300

Gross M

ass [kg]

EB0‐powered Peugeot 208

EB2DT‐powered Peugeot 208

EB0‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)EB2DT‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)EB0‐powered Parallel

EB0‐powered Series

EB0‐powered Power‐Split

EB0‐powered Series/Parallel

‐59‐  

Figure  80.  Slightly  differences  between  powertrains  regarding  their  respective  electric  ranges  are mainly caused by vehicle gross mass differences. 

 

Figure 80: Electric Range in Charge Depleting Mode over the WLTP Cycle 

Note that the respective range in full‐electric mode of each designed PHEV is included between the two limits derived from the Vehicle Specifications. 

5.2.2 Hybrid Mode (Charge Sustaining Mode) As discussed in the Battery Strategy Managements, the battery charge has to be maintained around a  specific  SOC  value  called  the  reference  SOC  value  and here equal  to 15%. This battery mode  is called the charge sustaining mode and is nicknamed in this material as the hybrid mode. To keep the battery charge level, the engine has to be turned on. Thereby, energy consumptions are here given in gasoline  liter per 100km.   Note  that all  the  fuel consumptions given  later on are all corrected as a function  of  the  difference  between  the  reference  SOC  value  and  the  final  SOC  value.  Fuel consumptions over the WLTP cycle according to the Active Strategy Control are depicted in Figure 81. 

 

Figure 81: Energy Consumptions in Charge Sustaining Mode (Active Strategy Control) over WLTP Cycle 

In addition, asymptotic  corrected  fuel  consumptions are given  in Figure 82 and  correspond  to  the lowest  fuel  consumptions  computed  for each driving  cycle. Note  that here  the  fuel  consumptions 

0,0

20,0

40,0

60,0

80,0

100,0

120,0

WLTC WLTC Urban 1

WLTC Urban 2

WLTC Road WLTC Highway

Electric Ran

ge  [km

]

EB0‐powered Parallel

EB0‐powered Series

EB0‐powered Power Split

EB0‐powered Parallel/Series

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

WLTC WLTC Urban 1

WLTC Urban 2

WLTC Road

WLTC Highway

Fuel Con

sumption [l/10

0km] EB0‐powered Poeugeot 208

EB2DT‐powered Poeugeot 208

EB0‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)

EB2DT‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)

EB0‐powered Parallel

EB0‐powered Series

EB0‐powered Power‐Split

EB0‐powered Series/Parallel

‐60‐  

over the entire WLTP cycle were computed by taking into consideration each fuel consumption over each segment in conjunction with their respective distance.  

 

Figure 82: Lowest Computed Energy Consumptions in Charge Sustaining Mode over the WLTP Cycle 

Note  that  the respective  range  in hybrid mode  (charge sustaining mode) of each designed PHEV  is relatively close to a range of 500km for a 30‐liter gasoline tank i.e. included between the two edges derived from the Vehicle Specifications. 

Fuel consumptions  in battery charge sustaining mode are  lower for the Series, the Power‐Split and the  Series/Parallel  (operating  in  Series mode)  topologies  over  urban  driving  conditions  since  the engine can be operated at high efficiency along  its OOL as depicted  in Figure 83 for Series topology while  mechanical‐electrical  energy  conversion  are  restricted.  Operating  points  of  the  engine implemented  in  the  Parallel  topology  are  depicted  in  Figure  84  for  comparison  purposes.  Energy conversions are basically  the key parameter regarding powertrain efficiency since  this  latter allows the engine  to be operated along  its OOL. However more  the  road power  requirements are  rising, more energy conversions is required, which leads to reduce the overall efficiency performance of the drivetrain. Two  case  studies over  two  separate driving  conditions are discussed more  in details  in Appendix 3 for explanation purposes.   

 

Figure 83: ICE Operating Points over WLTP Urban 1 for the Series Topology 

 

Figure 84: ICE Operating Points over WLTP Urban 1 for the Parallel Topology 

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

WLTC WLTC Urban 1

WLTC Urban 2

WLTC Road

WLTC Highway

Fuel Con

sumption [l/10

0km] EB0‐powered Poeugeot 208

EB2DT‐powered Poeugeot 208

EB0‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)

EB2DT‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)

EB0‐powered Parallel

EB0‐powered Series

EB0‐powered Power‐Split

EB0‐powered Series/Parallel

0 100 200 300 400 5000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1 0.1 0.

0.15

0.15

0.15 0.150.1

0.2

0.2

0.2 0.2

0.22

0.22

0.22 0.22

0

0.25

0.25

0.25 0.25

0.27

0.27

0.270.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

ICE Operating Points

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 50000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1

0.1 0.1

0.15

0. 15

0.15 0.150.15

0.2

0.2

0.2 0.20

0.22

0.22

0.22 0.220.

0.25

0.25

0.250.25

0

0.27

0.27

0.270.27

0.3

0.30.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

ICE Operating Points

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

‐61‐  

5.2.3 Unavailable Battery Mode Energy consumptions in “Unavailable Battery” mode will not be discussed since they are not required for  emission  certification  calculation  and  this  specific mode  is  considered more  accidental  than relevant for comparison purposes. Note however that the energy consumptions related to gasoline consumptions  were  controlled  for  each  hybrid  electric  drivetrain  regarding  the  expected  range derived from the Vehicle Specifications (except for the Power‐Split topology). 

5.2.4 Emission Certifications Emission  certifications based on  full‐electric  range  and CO2 emissions  in battery  charge  sustaining mode are going to be discussed in this part. Today the European calculation rule depicted in Equation ( 31 )  is used for emission certification of PHEVs by assuming a common range  in charge sustaining mode of 25kg. Note that in Equation ( 31 ) the symbol e stands for CO2 emissions given in gCO2/km while the symbol r stands for range given in kilometers. The emission values are computed from the fuel consumption values according to Equation ( 32 ) for gasoline four‐stroke spark‐ignition engine. The value of 23.2  is derived from the combustion process  in the  internal combustion engine which occurs at stoichiometric mixture for gasoline four‐stroke spark‐ignition engine. This value is equal to 26.5 for diesel four‐stroke compressed‐ignition engine. 

 

 . . 25

25  ( 31 ) 

 

    23.2100

  ( 32 ) 

 

By using over the WLTP cycle even though this method is currently only applied over the NEDC cycle, emission  certifications  can  be  computed  for  all  the  powertrains  investigated  in  this material  as depicted in Figure 85. Note that only the Active Strategy Control was considered in charge sustaining mode regarding fuel consumptions. Note here that the CO2 emissions over the WLTP cycle for each designed PHEV are even slightly better than those derived from the Vehicle Specifications. 

 

Figure 85: Emission Certification over the WLTP Cycle 

108118

106115

25 26 25 25

0

20

40

60

80

100

120

140

CO2 em

ission

s [gCO

2/km

]

EB0‐powered Poeugeot 208

EB2DT‐powered Poeugeot 208

EB0‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)

EB2DT‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)

EB0‐powered Parallel

EB0‐powered Series

EB0‐powered Power‐Split

EB0‐powered Series/Parallel

‐62‐  

5.3 Performances Performances of all the powertrains investigated in this material are gathered in Figure 86 regarding top  speed  capabilities and  in  Figure 87  regarding acceleration performances. Performances of  the “Unavailable  Battery” mode  are  not  depicted  since  this mode  is  considered  as  accidental  and  is therefore not  relevant  for comparison purposes. Note  that  those performances are dependent on the driving mode  i.e.  either  the  full‐electric driving mode  (battery  charge depleting mode) or  the hybrid driving mode (battery charge sustaining mode). In addition, note that the performances of the PHEVs (excluding the Series topology) are closer to those derived from the EB2DT‐powered Peugeot 208 than those from the EB0‐powered Peugeot 208. However, the top speeds of all the PHEVs are closer  to  this  derived  from  the  EB0‐powered  Peugeot  208.  Those  two  statements were  expected since top speed capabilities are assessed without taking into consideration battery capacity in charge sustaining mode and power addition between engine and electrical machine is enable for most of the PHEVs. Note that the performances related to the vehicles equipped with a Stop&Start system were not assessed and are assumed to be really close to those derived from the reference vehicles despite the light mass increase. For more details regarding values, look at dedicated parts.  

 

Figure 86: Top Speed Performances 

 

Figure 87: Acceleration Performances 

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

Vmax (4% gradient) Vmax (0% gradient)

Veh

icle Velocity [km/h]

EB0‐powered Poeugeot 208

EB2DT‐powered Poeugeot 208

EB0‐powered Parallel (Electric Mode)

EB0‐powered Parallel (Hybrid Mode)

EB0‐powered Seriesl (Electric Mode)

EB0‐powered Series (Hybrid Mode)

EB0‐powered Power‐Split (Electric Mode)

EB0‐powered Power‐Split (Hybrid Mode)

EB0‐powered Series/Parallel (Electric Mode)

EB0‐powered Series/Parallel (Hybrid Mode)

0

2

4

6

8

10

12

14

0‐>100 80‐>120

Time [s]

EB0‐powered Poeugeot 208

EB2DT‐powered Poeugeot 208

EB0‐powered Parallel (Electric Mode)

EB0‐powered Parallel (Hybrid Mode)

EB0‐powered Seriesl (Electric Mode)

EB0‐powered Series (Hybrid Mode)

EB0‐powered Power‐Split (Electric Mode)

EB0‐powered Power‐Split (Hybrid Mode)

EB0‐powered Series/Parallel (Electric Mode)

EB0‐powered Series/Parallel (Hybrid Mode)

‐63‐  

5.4 Powertrain Manufacturing Cost Assessment Powertrain Manufacturing costs were assessed for all the powertrains  investigated  in this material. This  assessment  was  carried  out  by  taking  into  consideration  relevant manufacturing  unit  costs sometimes based on  forecasts derived  from values assessed by specialists at PSA Peugeot Citroën. The work was to aggregate those unit costs and finally to compute the overall cost of such‐and‐such powertrain.  No  detail  especially  regarding  unit  costs  of  this  powertrain  manufacturing  cost assessment will be depicted for confidentiality purposes. In addition, only relative differences given in percentage compared with the powertrain of the EB0‐powered Peugeot 208 are depicted in Figure 88 for confidentiality purposes as well. 

 

Figure 88: Powertrain Manufacturing Cost Differences between Topologies with EB0‐powered Peugeot 208 as Reference 

   

0%

50%

100%

150%

200%

250%

300%

350%

400%

EB2DT‐powered Peugeot 208

EB0‐powered Peugeot 208 (Stop&Start)EB0‐powered Parallel

EB0‐powered Series

EB0‐powered Power‐Split

EB0‐powered Series/Parallel

‐64‐  

6 Conclusion & Discussion The  aim of  this  study was  to  compare  energy  conversion  efficiencies,  top  speed  and  acceleration performances, and cost between the four main hybrid electric vehicles (parallel, series, power‐split and  series/parallel  topologies) according  to  reference vehicles  regarding a plug‐in application. The following statements summarize what it was pointed out along this material. 

The  Parallel  topology  is more  suitable  for  road  and  highway  driving  conditions  regarding  energy conversion efficiency (cf. Figure 81 for instance), whilst performances are enhanced significantly or at least maintained in magnitude if compared with the EB2DT‐powered Peugeot 208 (cf. Figures 86 and 87). In addition, this topology is the most affordable PHEV solution, see Figure 88. 

The  Series  topology  is  more  suitable  for  urban  driving  conditions  regarding  energy  conversion efficiency  (cf.  Figure  81  for  instance).  In  addition,  performances  are  significantly  reduced  even  in battery charge  sustaining mode 208  (cf. Figures 86 and 87). This  specific  topology  is not  the most expensive but also not the most affordable, see Figure 88. 

The  Power‐Split  topology  is  the  most  multipurpose  hybrid  electric  drivetrain  regarding  energy conversion  efficiency  (cf.  Figure  81  for  instance).  In  addition,  performances  are  enhanced significantly or at least maintained in magnitude if compared with the EB2DT‐powered Peugeot 208 208 (cf. Figures 86 and 87). However, this topology is also one of the least affordable, see Figure 88. 

Finally, the Series/Parallel topology is also the most multipurpose hybrid electric drivetrain in term of energy conversion efficiency (cf. Figure 81 for instance). Performances are enhanced significantly or at least maintained in magnitude if compared with the EB2DT‐powered Peugeot 208 208 (cf. Figures 86 and 87). However, this PHEV solution is one of the least affordable as well, see Figure 88. 

All the PHEV solutions have to be basically considered as premium vehicles since full‐electric driving mode  is  possible  over  a  relative  long  range  while  acceleration  performances  are  significantly enhanced  (except  for  the Series  topology). Thereby  the most  suitable  reference vehicle  in  term of both the specifications and the customer market could be the EB2DT‐powered Peugeot 208. Overall comparison is depicted in Table 23 regarding various specifications by assuming the EB2DT‐powered Peugeot 208 as the exclusive reference vehicle.  

Criteria 208 EB2DT

208 EB0 

Parallel

208 EB0 Series

208 EB0 PS

208 EB0 S/P

Comments

Acceleration ☺ ☺ ☺ Power addition capability Top Speed EM power limitation (Series) & Mass 

increase

Manufacturing Cost Less electronics components (Parallel)

CO2 Emission 118g ☺

25g ☺26g

☺25g

☺25g

Multipurpose ☺ ☺ ☺ Urban usage (Series)  Table 23: Chart Review of Hybrid Electric Drivetrains 

‐65‐  

The  results  of  this  study  especially  regarding  energy  consumptions  are  dependent  on  numerous factors and parameters  introduced as constant  input data such as the efficiency maps for  instance. Thereby the ranking over the WLTP cycle regarding energy consumptions especially in battery charge sustaining mode  can  be modified  in  a more  and  less  extent.  One way  to  understand  this  close dependence would be  to  implement a new engine with another efficiency map. Or even better  to increase overall efficiency of the EB0 engine by making this  latter operate according to an Atkinson cycle  instead of an Otto cycle. Aims and purposes of  those  two cycles dedicated  for spark‐ignition combustion engine are discussed in details in Appendix 4. The Otto‐cycle EB0 engine was replaced by the Atkinson‐cycle  (Miller‐cycle) EB0 engine. New  results  regarding energy  consumption  in  charge sustaining  mode  were  basically  reduced  but  in  different  magnitudes.  Corrected  lowest  fuel consumptions per driving  conditions  computed by  Simulink  are  gathered  in  Figure 89. Only  three hybrid electric topologies are depicted here to ease understanding. Note that the fuel consumptions over  the  entire  WLTC  were  computed  by  taking  into  consideration  each  segment  with  their respective distance and corrected fuel consumption. Lowest computed fuel consumptions over each driving cycle derived from the Otto‐cycle EB0 engine are also illustrated in Figure 89 for comparison purposes. Fuel consumption reduction is indeed not similar between the three topologies especially over the entire cycle. The topologies which have the capability to make the engine operate along its OOL  (Series  and  Power‐Split  topologies)  are  more  advantageous  regarding  energy  conversion efficiency  than  the Parallel  topology. The 3rd generation of Toyota Prius powered by an Atkinson‐cycle gasoline engine confirms at least partially this statement. 

 

Figure 89: Lowest Computed Fuel Consumption in Charge Sustaining Mode over the WLTP Cycle 

   

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

WLTC WLTC urban 1

WLTC urban 2

WLTC road WLTC highway

Fuel Con

sumption [l/10

0km]

EB0‐powered Peugeot 208

EB0‐powered Parallel

Atkinson‐cycle EB0‐powered Parallel 

EB0‐powered Series

Atkinson‐Cycle EB0‐powered Series

EB0‐powered Power‐Split

Atkinson‐Cycle EB0‐powered Power‐Split

‐66‐  

Appendix 1: Driving Cycles This part  is dedicated  to the three diving cycles used  in order to assess energy efficiency of all the relevant powertrains studied in this material. [11] 

New European Driving Cycle (NEDC) The NEDC cycle  is an extended urban driving cycle with a short high speed part  in  the end.  It was devised to represent city driving conditions. It is characterized by low vehicle speed, low engine load, and low exhaust gas temperature. The cycle is 11 km long and its average speed is 33.4 km/h, whilst its total duration is 1180 s (cf. Figure 90). Table 24 summarizes the details related to this driving cycle such  as  average  speed  and  accelerations  related  to  positive  accelerations  only  (engine  load requirement). The NEDC  cycle  consists of  two parts: ECE 15  cycle which  is an urban driving  cycle, whilst  the  second part,  the  so‐called EUDC cycle, has been added after  the  fourth ECE 15 cycle  to account for more aggressive and high speed modes. 

 

Figure 90: Speed & Acceleration Diagrams of the NEDC Cycle 

World Harmonized Light­Duty Test Cycle (WLTC) The WLTC cycle is derived from the WLTP (World Harmonized Light‐Duty Test Procedure) whose aims are  to  establish  a  worldwide  test  procedure  to  measure  light  vehicle  emissions  and  energy consumption.  The WLTC  cycle  presented  in  Figure  91  is  derived  from  the  point  of  view  of  PSA Peugeot Citroën about  this  future  certification driving  cycle  since no  common agreement was  yet decided as  this material was written.  It  is characterized by high speed vehicle up  to 132 km/h and higher engine load. This cycle is then 22.7 km long and its average speed is 45.4 km/h, whilst its total duration  is  1800  s.  In  addition,  this  cycle  consists  of  four  segments:  Urban,  Urban  2,  Road,  and Highway as shown in the order from the left to the right in Figure 91 (dotted red lines). All the details related to the WLTC cycle are gathered in Table 24.   

0 200 400 600 800 1000 12000

50

100

Time [s]

Spe

ed [k

m/h

]

NEDC

0 200 400 600 800 1000 1200-2

-1

0

1

2

Time [s]

Acc

eler

atio

n [m

/s2 ]

‐67‐  

 

Figure 91: Speed & Acceleration Diagrams of the WLTP Cycle with Segments (between dotted red lines) 

INRETS UL1 Cycle In addition to the two driving cycles depicted previously, one more cycle was used in order to assess the capability and its related limits of the final gear ratio elongation in the cases of both the parallel hybrid  topology  and  the  series/parallel hybrid  topology. The  INRETS UL1  cycle  is  characterized by low‐speed driving conditions and congested traffic. This cycle is 800 m long and its average speed is 14.7 km/h, whilst  its  total duration  is of 800  s. Speed point diagram and  related accelerations are depicted  in  Figure  92,  whilst  more  details  related  to  this  cycle  are  presented  in  Table  24  for comparison purposes. 

 

Figure 92: Speed & Acceleration Diagrams of the INREST UL1 Cycle 

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 18000

50

100

Time [s]

Spe

ed [k

m/h

]

WLTC

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

-2

0

2

Time [s]

Acc

eler

atio

n [m

/s2 ]

0 100 200 300 400 500 600 700 8000

5

10

15

20

Time [s]

Spe

ed [k

m/h

]

INRETS UL1

0 100 200 300 400 500 600 700 800

-2

0

2

Time [s]

Acc

eler

atio

n [m

/s2 ]

‐68‐  

  NEDC  WLTC  INRETS UL1 Duration [s]  1180  1800  800 Distance [km]  22.7  11.0  0.9 Average Speed [km/h]  45.4  33.4  3.8 Top Speed [km/h]  132  120  14.7 Average Acceleration [m/s2]  0.15  0.28  0.2 Top Acceleration [m/s2]  1.06  2.11  1.9 

Table 24: NEDC, WLTC & INRETS UL1 Details 

   

‐69‐  

Appendix 2: Optimum Operating Line The Optimum Operating  Line  (OOL)  is  going  to  be  discussed  in  details  in  this  part.  The OOL  is  a significant parameter  related  to an  internal  combustion engine.  In  the operation of a  vehicle,  the power requirements vary with the time according to the road power requirements through a speed point diagram for instance.  The power (P) is the product of speed (ω) and torque (T) as depicted in Equation ( 33 ). 

.   ( 33 ) 

 

Thereby,  a  large  number  of  combinations  of  speed  and  torque  can  give  the  same  engine  power according  to  a  specific  related  engine  efficiency map.  For  each  achievable  power  level,  a  specific speed‐torque  combination  allows  getting  the highest engine efficiency. The OOL  gathers  all  those specific speed‐torque combinations equivalent for each one to a specific engine power. Basically, this theoretical line corresponds also to the engine operating points in the case of the implementation of an ideal continuous variable transmission with infinite gear ratios. 

 

Figure 93: Torque (left), Speed (middle) & Efficiency (left) as a function of engine power level related to the OOL of the EB0 engine 

In  this  material,  only  two  gasoline  engines  are  introduced:  the  EB0  three‐cylinder  in‐line  spark ignition  gasoline engine  and  the  EB2DT  turbocharged  three‐cylinder  in‐line  spark  ignition  gasoline engine. The related features of their respective OOL are depicted in Figures 93 and 94 through their respective engine  torques, speeds and efficiencies. Those  two diagrams were computed  through a specific algorithm by browsing on the respective engine efficiency maps. 

 

0 500

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Engine Power [kW]

Eng

ine

Torq

ue [N

m]

0 500

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Engine Power [kW]

Eng

ine

Spe

ed [r

pm]

0 500

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

Engine Power [kW]

Eng

ine

Effi

cien

cy

‐70‐  

 

Figure 94: Torque (left), Speed (middle) & Efficiency (left) as a function of engine power level related to the OOL of the EB2DT engine 

 

   

0 50 1000

20

40

60

80

100

120

140

160

180

Engine Power [kW]

Eng

ine

Torq

ue [N

m]

0 50 1000

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Engine Power [kW]

Eng

ine

Spe

ed [r

pm]

0 50 1000

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

Engine Power [kW]

Eng

ine

Effi

cien

cy

‐71‐  

Appendix 3: Energy Consumptions: Case Studies Two separate driving conditions are going to be discussed  in term of energy consumptions for each drivetrain  studied  in  this material.  The  two  driving  conditions  retained  as  the most  relevant  for understanding purposes are Urban 1 and Highway both derived from the WLTP cycle. Note that here only charge sustaining mode is discussed for the hybrid electric drivetrains. 

Case Studies: Urban 1 High engine efficiency occurs for all the drivetrains whose their main capability is to follow the engine OOL.  Those  drivetrains  are  basically  here  the  Series,  the  Power‐Split,  and  the  Series/Parallel topologies (since operating in Series mode). In addition, mechanical‐electrical energy conversions are restricted.  Energy  conversions  between  hybrid  electric  drivetrains  were  noticed  to  be  similar regarding their magnitude. In addition, battery efficiencies were noticed to be slightly higher for the Parallel topology since this latter is run exclusively according to a battery strategy which restricts SOC variation  (“sustaining  I”  battery  strategy).  Efficiencies  of  each  machine,  losses,  corrected  fuel consumptions,  energy  conversions,  and  so  on  are  gathered  in  Table  25.  Active  Strategy  Control regarding battery management was only considered for the hybrid electric drivetrain. Note that here the  parameter  ηpowertrain  is  defined  by  Equation  (  34  )  i.e.  by  not  taking  into  consideration  inertia forces  through acceleration  requirements. Note also  that EM1 and EM2  stand  respectively  for  the generator  and  the  traction motor.  Finally measurement  regarding  the  reference  EB2DT‐powered Peugeot 208 is not depicted to ease overall understanding. 

   ( 34 ) 

 

  FC [l/100km] 

Losses [kWh] 

Battery Loss [kWh] 

Energy Conversion [kWh] 

ηpowertrain ηICE ηEM1  ηEM2  ηBattery

EB0‐powered Peugeot 208 

4.38  1.16    8.98% 25.18%  

EB0‐powered Peugeot 208 (stop&start) 

3.99  1.06    9.96% 25.35%  

EB0‐powered Parallel 

2.52  0.55  0.00 0.34 17.52% 31.40% 71.61%  99.32%

EB0‐powered Series 

1.64  0.39  0.01 0.59 23.43% 34.48% 90.05%  75.04%  99.04%

EB0‐powered Power‐Split 

1.65  0.39  0.01 0.53 23.68% 34.47% 86.15%  75.18%  99.03%

EB0‐powered Series/Parallel 

1.68  0.40  0.01 0.60 23.25% 34.49% 89.35%  75.11%  99.03%

Table 25: Measurement over WLTP Urban 1 

Operating points of various machines derived  from  relevant drivetrains are depicted  in Figures 95, 96, 97, and in 98 in order to ease understanding. In addition ICE operating points for the Series and the Parallel topologies are pictured respectively in Figures 83 and 84 upstream in this material 

‐72‐  

 

Figure 95: ICE Operating Points for the EB0‐powered Peugeot 208 over WLTP Urban 1 

 

Figure 96: ICE Operating Points for the EB0‐powered Power‐Split over WLTP Urban 1 

 

Figure 97: EM1 and EM2 Operating Points for the EB0‐powered Series over WLTP Urban 1 

 

Figure 98: EM1 and EM2 Operating Points for the Power‐Split over WLTP Urban 1 

Case Studies: Highway Engine  efficiencies  are  overall  similar  between  the  hybrid  electric  drivetrains  since  at  high  road power  requirements  in  conjunction with  the gearbox  ratios  implemented  the  ICE operating points are located in high efficiency areas basically close to the full‐load line even for the conventional EB0‐powered vehicle.  In addition, energy conversions are higher over this driving condition and  lead to reduce overall powertrain efficiency. Note that here the Series/Parallel topology is operated most of the  time  in  Parallel  mode.  Active  Strategy  Control  regarding  battery  management  was  only considered  for  the  hybrid  electric  drivetrain.  Efficiencies  of  each machine,  losses,  corrected  fuel consumptions, energy conversions, and so on are gathered in Table 26. Note that energy conversions are not rising similarly between hybrid electric vehicles. Indeed this  latter  is rising only a bit for the Parallel topology since the electrical machine provides only a boost, while this  is rising a  lot for the Series  topology since all  the power has  to be converted.  In addition, energy conversions are  rising less for the Power‐Split topology since a part of the engine torque can be conveyed to the wheels. Note also that traction motor efficiencies of the Parallel and the Series/Parallel topologies are lower compared with the two other hybrid electric powertrains since this latter provides only electric boost and  is  therefore  less  used  especially  at  high  torque.  Finally  battery  efficiencies  are  lower  in  this driving condition since the battery has to assist more the engine regarding power to allow the vehicle to be propelled properly. All those notices are presented by operating point diagrams of engine and electrical machines (cf. Figures 99, 100, 101, 102, and 103). 

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 50000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1

0.1 0.1

0.15

0.15

0.15 0.150.15

0.2

0.2

0.2 0.20

0.22

0.22

0.22 0.220.

0.25

0.25

0.250.25

0

0.27

0.27

0.270.27

0.3

0.30.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

ICE Operating Points

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

0 100 200 300 400 5000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1 0.1 0.

0.15

0.15

0.15 0.150.1

0.2

0.2

0.2 0.2

0.22

0.22

0.22 0.22

0

0.25

0.25

0.25 0.25

0.27

0.27

0.270.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.30.32

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

ICE Operating Points

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

0 500 10000

50

100

150

200

250

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0 5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85

0.90.9

0.9

0.9 0.9

0.90.9

0.9

0 .9

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0 .9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM1 Operating Points

0 500 10000

50

100

150

200

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0.5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM2 Operating Points

0 500 10000

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0.5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85

0.90.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0 .9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM1 Operating Points

0 200 4000

100

200

300

400

500

600

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0 5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0 .9

0.9

0.9

0 .9

0.90.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]To

rque

[Nm

]

EM2 Operating Points

‐73‐  

  FC [l/100km] 

Losses [kWh] 

Battery Loss [kWh] 

Energy Conversion [kWh] 

ηpowertrain ηICE ηEM1  ηEM2  ηBattery

EB0‐powered Peugeot 208 

5.62  3.85    24.42% 28.66%  

EB0‐powered Peugeot 208 (stop&start) 

5.62  3.86    24.45% 28.70%  

EB0‐powered Parallel 

5.35  2.66  0.01 0.52 26.79% 32.66% 69.01%  98.35%

EB0‐powered Series 

6.05  3.16  0.03 2.65 23.62% 32.63% 91.57%  86.62%  97.53%

EB0‐powered Power‐Split 

5.58  2.84  0.03 1.24 25.75% 32.96% 82.21%  82.06%  97.56%

EB0‐powered Series/Parallel 

5.56  2.81  0.03 0.81 25.91% 32.58% 85.03%  77.00%  97.57%

Table 26: Measurement over WLTP Highway 

 

Figure 99: EM Operating points for the EB0‐powered Parallel over WLTP Highway 

 

Figure 100: ICE Operating Points for the EB0‐powered Parallel over WLTP Highway 

 

Figure 101: ICE Operating Points for the EB0‐powered Series over WLTP Highway 

0 200 400 600 800 1000 1200 14000

50

100

150

200

0.4

0.4

0.4

0.4 0.4 0.4

0.5

0.5

0.5

0.5 0.5 0.5

0.6

0.6

0.6

0.6 0.6 0.6

0.7

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85 0.85

0.90.9

0.9

0.9

0.9 0.90.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.920.92

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM Operating Points

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 50000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1

0.1 0.1

0.15

0.15

0.15 0.150.15

0.2

0.2

0.2 0.20

0.22

0.22

0.22 0.220.

0.25

0.25

0.250.25

0

0.27

0.27

0.270.27

0.3

0.30.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

ICE Operating Points

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

0 100 200 300 400 5000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1 0.1 0.

0.15

0.15

0.15 0.150.1

0.2

0.2

0.2 0.2

0.22

0.22

0.22 0.22

0

0.25

0.25

0.25 0.25

0.27

0.27

0.270.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

ICE Operating Points

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

‐74‐  

 

Figure 102: EM1 and EM2 Operating Points for the EB0‐powered Power‐Split over WLTP Highway 

 

Figure 103: EM1 and EM2 Operating Points for the EB0‐powered Series over WLTP Highway 

 

   

0 500 10000

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0.5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85

0.90.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0 .9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM1 Operating Points

0 200 4000

100

200

300

400

500

600

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0 5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.70.

80.

8

0.8 0.80.

850.

85

0.85

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0 .9

0.9

0.9

0 .9

0.90.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM2 Operating Points

0 500 10000

50

100

150

200

250

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0 5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.850.9

0.9

0.9

0.9 0.90.9

0.9

0.9

0 .9

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0 .9

0.9

0.9

0.9

0.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM1 Operating Points

0 500 10000

50

100

150

200

0.4

0.4

0 4 0.4

0.5

0.5

0.5 0.5

0.6

0.6

0.6 0.6

0.7

0.7

0.7 0.7

0.8

0.8

0.8 0.8

0.85

0.85

0.85 0.85

0.90.9

0.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.9

0.9

0.90.9

0.92

0.92

Speed [rad/s]

Torq

ue [N

m]

EM2 Operating Points

‐75‐  

Appendix 4: Atkinson Cycle for Spark­Ignition Internal Combustion Engine 

Ideal combustion cycle  for  reciprocating‐piston engines with  internal combustion  (ICE)  is based on the  ideal  thermodynamic  combustion process called “constant‐volume process” depicted  in Figure 104 [12]. This process consist of isentropic compression (1‐2), isochoric heat supply (2‐3), isentropic expansion  (3‐4) and  finally  isochoric reversion of  the  ideal working gas  to  its  initial condition  (4‐1). Obviously, this cycle is ideal and is only possible if the following conditions are met: 

‐ No heat or gas losses i.e. no residual exhaust gas ‐ Ideal gas with constant specific heats cp, cv such as K = cp/cv = 1.4 ‐ Infinitely rapid heat supply and discharge ‐ No flow losses 

1 1 1   ( 35 ) 

 

The efficiency of such ideal thermodynamic cycle is depicted in Equation ( 35 ) and is called thermal efficiency  where  ε  corresponds  to  the  compression  ratio  defined  as  a  function  of  the  piston displacement  volume  Vd  and  the  compression  volume  Vc.  In  addition  to  this  theoretical  thermal efficiency, efficiencies related to both the real high‐pressure working effects such as wall heat losses and variable specific heat for instance, the real charge effects due to the 4‐stroke operation and the mechanical losses have to be considered as well to determine the overall engine efficiency (efficiency sequence) [12]. 

 

Figure 104: Ideal Constant‐Volume Combustion Cycle as shown in the p‐V diagram (left) and the T‐S diagram (right) 

The so‐called Otto cycle based on a 4‐stroke process related to the common spark‐ignition engines consists of  this  sequence of  thermodynamic processes depicted  in  Figure 104 under  the name of compression and combustion with one more sequence for induction and exhaust. The stoichiometric air to fuel ratio for the spark‐ignition engine is controlled by throttling the amount of air in the inlet manifold, and leads therefore to an under pressure in the intake during induction.  

pressure

volume

Vc V

h

1

2

3

4

 

 5

5'

temprature

entropy

 

 

51

2

3

45'

W

‐76‐  

According  to  Equation  (  35  ),  one  way  to  increase  the  combustion  efficiency  is  to  increase  the compression ratio. However, the compression ratio of spark‐ignition engines is limited to prevent the uncontrolled  combustion  known  as  knocking,  which  leads  to  damage  piston  and  cylinder  head. Another way to increase the thermal efficiency is to increase the surface cycle on the p‐V diagram i.e. increase the available work. However as the crankshaft assembly restricts expansion to finite levels, the 4‐5‐1 area in Figure 104 is not available as extra work. 

The section 4‐5’‐1, lying above the atmospheric pressure line, is partially available when an exhaust‐gas  turbine  is  connected  downstream  [12].  Thereby,  the  combustion  efficiency  is  higher  since basically  the overall  surface 1‐2‐3‐4‐5  corresponding  to  an  available work  is  larger. Note  that  this combustion performance enhancement is shown by the EB2DT engine equipped with an exhaust‐gas turbocharger whose peak efficiencies are higher than those derived from the EB0 engine. 

Another way  to make  this  section 4‐5’‐1  reachable and  therefore  increase  thermal efficiency  is  to make  the expansion ratio and  the compression ratio differ. The Atkinson cycle applied on 4‐stroke spark‐ignition  engines  differs  from  the  Otto  cycle  through  this  specific  feature.  This  capability  is achievable  either  by  a  basic  clever  arrangement  of  the  crankshaft  or  by  specific  intake  valve opening/closing timing (Miller cycle) as implemented by Toyota in its hybrid vehicles [6]. The Toyota hybrid vehicles are indeed powered by high‐expansion ratio cycle engine by reducing the volume of combustion  and by evacuating  the  chamber only  after  the explosion  force have  sufficiently  fallen through the so‐called VVT‐i system operated on the  intake valves (Variable Valve Timing‐intelligent) as depicted in Figure 105. This specific technical solution proposed by Toyota is to delay intake valve opening  during  induction, which  leads  to  reduce  compression  ratio  since  a  part  of  the  inducted mixture  is  sent  back  to  the manifold.  Even  though  thermal  efficiency  is  thereby  enhanced,  the effective mean pressure of point 2 and 3  in a  larger extent are  lower, which  leads to a reduction of the mean working pressure and  therefore  to  the  full‐load capability.   Note  that  this mean working pressure  reduction does not occur with an exhaust‐gas  turbocharger  since  in parallel  the pressure related to the point 2 and then point 3 are higher [13]. 

 

Figure 105: Principle Diagram of the VVT‐i System [6] 

The results of a study carried out by PSA Peugeot Citroën regarding the capability to make the 1.2‐litre  3‐cylinder  4‐stroke  spark‐ignition  EB2  engine  run  according  to  a  specific  cycle  closer  to  this derived  from the Atkinson cycle  than this derived  from the basic Otto cycle were used afterwards. 

valve lift

            

crank angle

Exhaust Valve

Intake Valve

Angle of action

‐77‐  

The aim of this  investigation  is to assess energy conversion efficiency enhancement by applying the results  of  this  study  regarding  engine  efficiency  enhancement  and  full‐load  reduction  to  the  EB0 engine.  Initial parameters of  the EB0 engine are depicted  in Figure 106 and have  to be compared with those in Figure 107 derived from the Atkinson‐cycle adaptation. In addition, all the details of the new OOL related to the Atkinson‐cycle EB0 engine are depicted in Figure 108. 

 

Figure 106: Initial Efficiency Map, Full‐load Line (red line), OOL (blue line) & Power (left) of the EB0 Engine 

 

Figure 107: Efficiency Map, Full‐load Line (red line), OOL (blue line) & Power (left) of the Atkinson‐cycle EB0 

Engine  

 

Figure 108: Torque (left), Speed (middle) & Efficiency (left) as a function of Engine Power Level related to the OOL of the Atkinson‐cycle EB0 Engine 

The  implementation  of  such  Atkinson‐cycle  engines  over  the  hybrid  electric  powertrains  makes sense.  Indeed,  the  full‐load  reduction  is  offset  by  the  electric  boost  capability, whilst  the  better combustion efficiencies are useful to reduce fuel consumption and then emissions. 

   

0 2000 40000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0.1

0.1

0.1 0.1

0.15

0.15

0.150.15

0.2

0.2

0.20

0.22

0.22 0.22

0.25

0.25

0.25

0.27

0.27

0.27

0.3

0.3

0.3

0.3

0.32

0.32

0.32

0.32

0.35

0.35

Speed [rpm]

Torq

ue [N

m]

0 2000 40000

10

20

30

40

50

Speed [rpm]

Pow

er [k

W]

0 2000 40000

10

20

30

40

50

60

70

80 0.1

0.1

0.1 0.1

0.1

0.15

0.150.15

0.2

0.20

00.

22

0.22

0.25

0.25

0.25

0.27

0.27

0.27

0.3

0.3

0.3

0.32

0.320.32

2

0.35

0.35

0.36

0.36

Speed [rpm]To

rque

[Nm

]

0 2000 40000

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Speed [rpm]

Pow

er [k

W]

0 500

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Engine Power [kW]

Eng

ine

Torq

ue [N

m]

0 500

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Engine Power [kW]

Eng

ine

Spe

ed [r

pm]

0 500

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

Engine Power [kW]

Eng

ine

Effi

cien

cy

‐78‐  

References  

[1]   Laboratory of Electrical Energy Conversion, Hybrid Vehicle Drives, Stockholm: KTH Electrical Engineering, 2011.  

[2]   Green Car Congress, "Peugeot’s Diesel 3008 Hybrid4," 2010. [Online]. Available: http://www.greencarcongress.com/2010/08/3008‐20100824.html. [Accessed 2012]. 

[3]   M. Alaküla, Hybrid Drive Systems for Vehicles: System Design and Traction Concepts, Lund: Lund University of Technology, 2006.  

[4]   M. Leksell, Electrical Machines and Drives, Stockholm: KTH, 2004.  

[5]   R. Ottersten, Hybrid Vehicle Drives: Power Electronics, Göteborg: Chalmers University of Technology, 2004.  

[6]   Toyota Motor Corporation, "Toyota Hybrid System THS II," Tokyo, 2003. 

[7]   Peugeot, "208 hatchback: Prices, Equipment and Technical Specifications," 2012. 

[8]   Valeo, "Innovation: Stop‐Start System," [Online]. Available: http://www.valeo.com/innovation/en/#/fiche2. [Accessed 2012]. 

[9]   Toyota Motor Corporation, "Toyota Technical Training: Hybrid System Operation (Section 2)," 2005. 

[10] A. Takasaki, T. Mizutani, K. Kitagawa, T. Yamahana, K. Odaka, T. Kuzuya, Y. Mizuno and Y. Nishikawa, "Development of New Hybrid Transmission for 2009 Prius," EVS24 International Battery, Stavanger, 2009. 

[11] DieselNet, "Emission Test Cycles," [Online]. Available: http://www.dieselnet.com/standards/cycles/. [Accessed 2012]. 

[12] BOSCH, Automotive Handbook, SAE, 2004.  

[13] Animated Engines, "Atkinson Engine," [Online]. Available: http://www.animatedengines.com/atkinson.html. [Accessed 2012]. 

 

 

   

‐79‐  

Tables & Illustrations  

Table 1: Energy Content, Power Density, Cycle Life & Cost Assessment of Main Battery Technologies [3] .......................................................................................................................................................... 14 Table 2: Gear Ratios of the Gearbox & Final Gear Ratio for the EB0‐powered Peugeot 208 ............... 19 Table 3: Gear Ratios of the Gearbox & Final Gear Ratio for the EB2DT‐powered Peugeot 208 ........... 19 Table 4: Vehicle Specifications .............................................................................................................. 22 Table 5: Technical Parameters of the EB0‐powered Peugeot 208 and the EB2DT‐powered Peugeot 208 ......................................................................................................................................................... 23 Table 6: Fuel Consumptions of the EB0‐powered Peugeot 208 ............................................................ 29 Table 7: Fuel Consumptions of the EB2DT‐powered Peugeot 208 ....................................................... 29 Table 8: Performances of Reference Vehicles ....................................................................................... 30 Table 9: Preliminary Design of Power Requirements for the Various Hybrid Electric Powertrains ...... 31 Table 10: Gross Mass of the EB0‐powered Parallel Topology (left) and Gross Mass of the 2/3 EB0‐powered Parallel Topology (right) ......................................................................................................... 32 Table 11: Energy Consumptions of the EB0‐powered Parallel Topology .............................................. 38 Table 12: Performances of the EB0‐powered Parallel Topology ........................................................... 38 Table 13: Power Design Scenarios for Series Topology ......................................................................... 41 Table 14: Energy Consumptions of the EB0‐powered Series Topology ................................................ 43 Table 15: Performances of the EB0‐powered Series Topology ............................................................. 44 Table 16: Power Design Scenarios for Power‐Split Topology................................................................ 47 Table 17: Energy Consumption of the EB0‐powered Power‐Split Topology ......................................... 49 Table 18: Performances of the EB0‐powered Power‐Split Topology .................................................... 49 Table 19: Switch Power Values for the Active Strategy Control ........................................................... 52 Table 20: Gross Mass Assessment of the EB0‐powered Series/Parallel Topology ............................... 54 Table 21: Energy Consumptions for the Series/Parallel Topology ........................................................ 56 Table 22: Performances of the Series/Parallel Topology ...................................................................... 57 Table 23: Chart Review of Hybrid Electric Drivetrains .......................................................................... 64 Table 24: NEDC, WLTC & INRETS UL1 Details ........................................................................................ 68 Table 25: Measurement over WLTP Urban 1 ........................................................................................ 71 Table 26: Measurement over WLTP Highway ....................................................................................... 73  

 

Figure 1: Peugeot 208 (side view) ............................................................................................................ i Figure 2: Peugeot 208 (rear view) ........................................................................................................... 1 Figure 3: Power‐Split Hybrid Electric Powertrain .................................................................................... 3 Figure 4: Parallel Hybrid Electric Powertrain........................................................................................... 3 Figure 5: Series Hybrid Electric Powertrain ............................................................................................. 4 Figure 6: Series/Parallel Hybrid Electric Powertrain ............................................................................... 4 Figure 7: Principle Diagram of Electric Hybridization Topologies ........................................................... 5 Figure 8: Hybridization Degree ................................................................................................................ 6 Figure 9: Efficiency Map, Full‐Load Line (left) & Maximum Power Diagram (right) of the EB0 Engine .. 8 Figure 10: Efficiency Map, Full‐Load Line & OOL of the EB0 Engine ....................................................... 9 

‐80‐  

Figure 11: Efficiency Map, Full‐Load Line (left) & Maximum Power Diagram (right) of the EB2DT Engine ...................................................................................................................................................... 9 Figure 12: Efficiency Map, Full‐Load Line (blue line) & OOL (red line) of the EB2DT Engine ................ 10 Figure 13: Efficiency Map & Full‐Load Curve (red line) of the EHA Electrical Machine ........................ 11 Figure 14: Ideal & Real Field Weakening Operations related to the EHA Electrical Machine .............. 12 Figure 15: Three‐phase ac‐dc Converter [5] .......................................................................................... 12 Figure 16: Circuit Symbols of Power MOSFET (left) & IGBT (right) [5] .................................................. 13 Figure 17: Schematic Model of the Battery used in this material ......................................................... 15 Figure 18: Battery Efficiency as a function of Battery Terminal Power ................................................ 16 Figure 19: Principle Chart of the Battery Charge Modes for a PHEV .................................................... 17 Figure 20: Principle Charts of “Sustaining I” mode (left) and “Sustaining II” mode (right) .................. 17 Figure 21: Principle Sketch of a Reduction Gear Set ............................................................................. 19 Figure 22: Gear Shifting Strategy related to Gearbox ........................................................................... 20 Figure 23: Planetary Gear Set and Basic Layout .................................................................................... 21 Figure 24: Road Power Requirement for the EB0‐powered Peugeot 208 ............................................ 24 Figure 25: Road Power Requirement for the EB2DT‐powered Peugeot 208 ........................................ 24 Figure 26: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) of the EB0‐powered Peugeot 208 ................. 24 Figure 27: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) of the EB2DT‐powered Peugeot 208 ............ 24 Figure 28: Wheel Torque Diagram for the EB0‐powered Peugeot 208 ................................................ 24 Figure 29: Wheel Torque Diagram for the EB2DT‐powered Peugeot 208 ............................................ 24 Figure 30: Simple Driver Model ............................................................................................................. 25 Figure 31: Simulink Model of the Driver Model .................................................................................... 26 Figure 32: ICE Operating Point Selection according to its OOL ............................................................. 27 Figure 33: Gear Ratio Selection Model .................................................................................................. 27 Figure 34: Road Model .......................................................................................................................... 28 Figure 35: Stop&Start Model ................................................................................................................. 28 Figure 36: Power Requirement in Electric & Hybrid Modes ................................................................. 30 Figure 37: Operating Principle of the Parallel Hybrid Electric Powertrain ............................................ 31 Figure 38: Road Power Requirements respectively for 2/3 EB0‐powered and EB0‐powered Parallel Hybrid Electric Scenarios ....................................................................................................................... 33 Figure 39: Corrected Fuel Consumption (left) & Performances (right) as a function of Final Gear Ratio in Hybrid mode ...................................................................................................................................... 34 Figure 40: Fuel Consumption (left) & Performances (right) as a function of Final Gear Ratio in Unavailable Battery mode ..................................................................................................................... 34 Figure 41: Fuel Consumptions over INRETS UL1 cycle .......................................................................... 34 Figure 42: EM Operating Points over the INRETS UL1 Cycle with a Transaxle Gear Ratio of 3.5 .......... 35 Figure 43: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) for the EB0‐powered Parallel Topology with a Transaxle Gear Ratio of 3 instead of 4.92 ............................................................................................. 35 Figure 44: Power Flow Control Block .................................................................................................... 36 Figure 45: Low‐pass Filter for Engine Dynamic Limitation .................................................................... 36 Figure 46: Battery Charge Controller .................................................................................................... 36 Figure 47: Engine Best Operating Point Selection & Engine Ignition Management ............................. 37 Figure 48: Battery Efficiency Model ...................................................................................................... 38 Figure 49: Top Speed Capability (Road Gradient of 0%) of the EB0‐powered Parallel Topology in Hybrid Mode .......................................................................................................................................... 39 

‐81‐  

Figure 50: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) of the EB0‐powered Parallel Topology in Hybrid Mode .......................................................................................................................................... 39 Figure 51: Top Speed Capability (Road Gradient of 4%) for the EB0‐powered Parallel Topology in Electric Mode......................................................................................................................................... 39 Figure 52: Maximum Wheel Torque Diagram of the EB0‐powered Parallel Topology ......................... 39 Figure 53: Operating Principle of the Series Hybrid Electric Powertrain .............................................. 40 Figure 54: Road Power Requirements respectively for 2/3 EB0‐powered and EB0‐powered Series Hybrid Electric Scenarios ....................................................................................................................... 41 Figure 55: Engine Operating Point Selection Block ............................................................................... 42 Figure 56: Series Topology Model over Simulink .................................................................................. 43 Figure 57: Top Speed Diagram (road gradient of 4%) for the EB0‐powered Series Topology in Electric Mode ..................................................................................................................................................... 44 Figure 58: Maximum Available Wheel Torque for EB0‐powered Series Topology ............................... 44 Figure 59: Available Wheel Torque in “Unavailable Battery” Mode versus Ideal Wheel Torque derived from the Full‐Load Line of the Traction Electrical Machine .................................................................. 44 Figure 60: Operating Principle of the Power‐Split Hybrid Electric Powertrain ..................................... 45 Figure 61: Planetary Gear Nomographs in Extreme Speed Range Operations ..................................... 46 Figure 62: Road Power Requirements over a Road Gradient of 4% for 2/3 EB0‐powered Power‐Split Topology and EB0‐powered Power‐Split Topology. .............................................................................. 48 Figure 63: Power‐Split Topology Model over Simulink ......................................................................... 48 Figure 64: Top Speed Capability (road gradient of 4%) for the EB0‐powered Power‐Split Topology in Electric Mode......................................................................................................................................... 50 Figure 65: Maximum Available Wheel Torque for EB0‐powered Power‐Split Topology ...................... 50 Figure 66: Constant Speed Experiments for the EB0‐powered Series Topology .................................. 51 Figure 67: Constant Speed Experiments for the EB0‐powered Power‐Split Topology ......................... 51 Figure 68: Constant Speed Experiments for the EB0‐powered Series/Parallel Topology ..................... 52 Figure 69: Active Control Strategy Block ............................................................................................... 52 Figure 70: Main Scope of the Active Strategy Control Block over the Urban 2 part of the WLTP Cycle for the Power‐Split Topology ................................................................................................................ 53 Figure 71: Strategy Implemented by Active Strategy Control Block over the Urban 2 part of the WLTP Cycle for the Power‐Split Topology ....................................................................................................... 53 Figure 72: Road Power Requirements for the EB0‐powered Series/Parallel Topology ........................ 54 Figure 73: Top Speed Capability (4% road gradient) of the Series/Parallel Topology with a Transaxle Gear Ratio of 3.2 .................................................................................................................................... 55 Figure 74: Control of the Drivetrain over Simulink for the Series/Parallel model ................................ 55 Figure 75: Top Speed Capability (road gradient of 4%) for the Series/Parallel Topology in Hybrid Mode ............................................................................................................................................................... 56 Figure 76: Top Speed Capability (road gradient of 0%) for the Series/Parallel Topology in Hybrid Mode ............................................................................................................................................................... 56 Figure 77: Top Speed Capability (road gradient of 4%) for the Series/Parallel Topology in Electric Mode ..................................................................................................................................................... 57 Figure 78: Maximum Available Wheel Torque of the EB0‐powered Series/Parallel Topology ............. 57 Figure 79: Vehicle Gross Mass Assessment ........................................................................................... 58 Figure 80: Electric Range in Charge Depleting Mode over the WLTP Cycle .......................................... 59 

‐82‐  

Figure 81: Energy Consumptions in Charge Sustaining Mode (Active Strategy Control) over WLTP Cycle ...................................................................................................................................................... 59 Figure 82: Lowest Computed Energy Consumptions in Charge Sustaining Mode over the WLTP Cycle ............................................................................................................................................................... 60 Figure 83: ICE Operating Points over WLTP Urban 1 for the Series Topology ...................................... 60 Figure 84: ICE Operating Points over WLTP Urban 1 for the Parallel Topology .................................... 60 Figure 85: Emission Certification over the WLTP Cycle ......................................................................... 61 Figure 86: Top Speed Performances ..................................................................................................... 62 Figure 87: Acceleration Performances .................................................................................................. 62 Figure 88: Powertrain Manufacturing Cost Differences between Topologies with EB0‐powered Peugeot 208 as Reference ..................................................................................................................... 63 Figure 89: Lowest Computed Fuel Consumption in Charge Sustaining Mode over the WLTP Cycle .... 65 Figure 90: Speed & Acceleration Diagrams of the NEDC Cycle ............................................................. 66 Figure 91: Speed & Acceleration Diagrams of the WLTP Cycle with Segments (between dotted red lines) ...................................................................................................................................................... 67 Figure 92: Speed & Acceleration Diagrams of the INREST UL1 Cycle.................................................... 67 Figure 93: Torque (left), Speed (middle) & Efficiency (left) as a function of engine power level related to the OOL of the EB0 engine ................................................................................................................ 69 Figure 94: Torque (left), Speed (middle) & Efficiency (left) as a function of engine power level related to the OOL of the EB2DT engine ........................................................................................................... 70 Figure 95: ICE Operating Points for the EB0‐powered Peugeot 208 over WLTP Urban 1 ..................... 72 Figure 96: ICE Operating Points for the EB0‐powered Power‐Split over WLTP Urban 1 ...................... 72 Figure 97: EM1 and EM2 Operating Points for the EB0‐powered Series over WLTP Urban 1 .............. 72 Figure 98: EM1 and EM2 Operating Points for the Power‐Split over WLTP Urban 1 ........................... 72 Figure 99: EM Operating points for the EB0‐powered Parallel over WLTP Highway ............................ 73 Figure 100: ICE Operating Points for the EB0‐powered Parallel over WLTP Highway .......................... 73 Figure 101: ICE Operating Points for the EB0‐powered Series over WLTP Highway ............................ 73 Figure 102: EM1 and EM2 Operating Points for the EB0‐powered Power‐Split over WLTP Highway .. 74 Figure 103: EM1 and EM2 Operating Points for the EB0‐powered Series over WLTP Highway ........... 74 Figure 104: Ideal Constant‐Volume Combustion Cycle as shown in the p‐V diagram (left) and the T‐S diagram (right) ....................................................................................................................................... 75 Figure 105: Principle Diagram of the VVT‐i System [6] ......................................................................... 76 Figure 106: Initial Efficiency Map, Full‐load Line (red line), OOL (blue line) & Power (left) of the EB0 Engine .................................................................................................................................................... 77 Figure 107: Efficiency Map, Full‐load Line (red line), OOL (blue line) & Power (left) of the Atkinson‐cycle EB0 Engine .................................................................................................................................... 77 Figure 108: Torque (left), Speed (middle) & Efficiency (left) as a function of Engine Power Level related to the OOL of the Atkinson‐cycle EB0 Engine ........................................................................... 77  

    

‐83‐  

Nomenclature  

BEV 

CVT 

EHB 

EM 

EM1 

EM2 

EUDC 

HEV 

ICE 

ISG 

HY 

NEDC 

OOL 

PWM 

SOC 

WLTC 

WLTP 

ZEV 

 

 

Battery Electric vehicle 

Continuous Variable Transmission 

Electronic Hydraulic Brake 

Electrical Machine 

Generator 

Traction Motor 

Extra Urban Driving Cycle 

Hybrid Electric Vehicle 

Internal Combustion Engine 

Integrated Starter Generator 

Hybrid mode (battery charge sustaining mode) 

New European Driving Cycle 

Optimum Operating Line 

Pulse Width Modulation 

State‐Of‐Charge 

World harmonized Light‐duty Test Cycle 

World harmonized Light‐duty Test Procedure 

Zero Emission Vehicle 

 

 

Rwheel  Wheel radius 

Iwheel  Wheel involute 

g  Gravitational constant (9.81 m.s2) 

MV  Gross vehicle mass 

α  Road gradient 

Cr  Rolling resistance coefficient 

‐84‐  

S.Cx  Drag surface (m2) & coefficient  

v  Vehicle velocity (m/s) 

ω  Rotational speed (rad/s)

ρair  Air density (1.29 kg/m3) 

hp  Horsepower (1 horsepower (metric) = 735.9 W) 

T  Torque (Nm) 

F  Force (N) 

P  Power (W) 

η  Efficiency 

W  Work (J or Wh) 

Q  Heat (J or Wh) 

cp  Specific heat capacity at constant pressure (J/(kg.K)) 

cv  Specific heat capacity at constant volume (J/(kg.K)) 

Vd  Displacement volume (m3) 

Vc  Compression volume (m3) 

kpl  Planetary gear set ratio 

gr  Gear ratio 

i  Electric current (A) 

R  Electric resistance (Ω) 

e  Electric voltage (V) or CO2 emissions (gCO2/km) 

Kv  Static gain of the driver model 

Ti  Integration time constant of the driver model 

ksoc  Static gain of the battery charge controller