關(guān)于缸壓傳感器替代發(fā)動(dòng)機(jī)凸輪軸和曲軸位置傳感器的研究*

王金力,楊福源,歐陽(yáng)明高,黃 穎,方 成,2,楊學(xué)青

(1.清華大學(xué)汽車工程系,北京 100084；2.北京易控凌博汽車電子技術(shù)有限公司,北京 100084)

前言

缸壓信號(hào)作為反映發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀況的最直接的信號(hào)，一直以來(lái)都是研究的熱點(diǎn)[1-6]。由于技術(shù)的限制，缸壓傳感器的成本一直很高，因而其應(yīng)用一直停留在試驗(yàn)階段。近年來(lái)隨著技術(shù)的發(fā)展，壓阻式缸壓傳感器目前已經(jīng)實(shí)現(xiàn)了在量產(chǎn)車型中的應(yīng)用。其中Insignia 2009款車型就加裝了PSG型缸壓傳感器[7]，該車型被美國(guó)《Motor Trend》雜志評(píng)選為2009年度車型?？梢灶A(yù)見(jiàn)，隨著技術(shù)的不斷進(jìn)步，缸壓傳感器的價(jià)格會(huì)越來(lái)越低，而且HCCI新型燃燒方式等前沿技術(shù)的興起，也為缸壓傳感器在更大范圍內(nèi)發(fā)揮作用提供了舞臺(tái)[8-10]。

缸內(nèi)壓力信號(hào)包含豐富信息，能反映缸內(nèi)氣體壓縮過(guò)程、燃燒放熱過(guò)程和膨脹做功過(guò)程，與曲軸位置信息結(jié)合，可以解析出放熱始點(diǎn)、最大缸壓及其位置、5%燃燒放熱率位置和50%燃燒放熱率位置等等，多個(gè)缸壓信號(hào)可以解析出上述指標(biāo)的缸間差異。因此，基于缸壓實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)的發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程閉環(huán)控制正成為研究熱點(diǎn)[11-15]，基于缸壓的燃燒閉環(huán)電子控制平臺(tái)正在形成。

凸輪軸和曲軸信號(hào)所提供的相位基準(zhǔn)是傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)控制體系的基礎(chǔ)。凸輪軸信號(hào)的主要作用是判定第1缸的壓縮上止點(diǎn)，因此凸輪軸位置傳感器又被稱為氣缸識(shí)別傳感器(cylinder identification sensor,CIS)。它通常通過(guò)缺齒或者多齒來(lái)實(shí)現(xiàn)這一功能，因而能提供一定的相位信息。曲軸信號(hào)的主要作用是提供更精確的相位信息和生成用于控制與診斷的轉(zhuǎn)速信息。

在傳統(tǒng)燃油噴射控制體系中[16]，如果凸輪軸信號(hào)丟失，通常通過(guò)試噴的策略來(lái)識(shí)別氣缸。這種策略算法比較復(fù)雜，在冷起動(dòng)的情況下其可靠性也較難保證，而且會(huì)產(chǎn)生不必要的燃油消耗。如果曲軸信號(hào)丟失，則只能依靠凸輪軸信號(hào)所提供的較低的角度分辨率來(lái)確立其相位基準(zhǔn)。此時(shí)，噴油定時(shí)的控制精度，以至于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩、油耗和排放等性能都會(huì)受到影響。由于這兩種情況下，發(fā)動(dòng)機(jī)仍有可能以非正常狀態(tài)工作，為發(fā)動(dòng)機(jī)“跛行回家”提供條件，這兩種控制通常也被稱為跛行回家功能。

本文中通過(guò)理論與試驗(yàn)相結(jié)合，探討用缸壓傳感器替代凸輪軸和曲軸傳感器的可行性，具體包括基于缸壓信號(hào)的發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸識(shí)別、相位估計(jì)和轉(zhuǎn)速估計(jì)的理論分析與建模和燃燒解析單元的開(kāi)發(fā)與試驗(yàn)評(píng)估。

1 理論基礎(chǔ)與建模

1.1 基于缸壓信號(hào)的氣缸識(shí)別

當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)位于壓縮上止點(diǎn)時(shí)，封閉氣體經(jīng)壓縮后，壓力明顯升高；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)位于進(jìn)、排氣上止點(diǎn)時(shí)，缸內(nèi)壓力與進(jìn)氣壓力位于同一數(shù)量級(jí)，變化十分平緩。根據(jù)氣缸壓力這一特征即可實(shí)現(xiàn)氣缸識(shí)別。

1.2 基于缸壓信號(hào)的曲軸相位估計(jì)

基于缸壓信號(hào)進(jìn)行曲軸相位估計(jì)針對(duì)的缸壓是燃燒放熱之前的缸壓(嚴(yán)格地講是燃油噴射之前)，即倒拖缸壓信號(hào)。相位估計(jì)分為兩個(gè)步驟：(1)確定缸內(nèi)壓力與氣缸容積的關(guān)系;(2)確定氣缸容積與曲軸相位之間的關(guān)系，其公式為

(1)

式中：V(φ)為對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角為φ時(shí)的氣缸總?cè)莘e；Vc為活塞在上止點(diǎn)時(shí)的氣缸容積；d為氣缸直徑；r為曲柄半徑；l為連桿長(zhǎng)度。下面給出3種估計(jì)模型。

1.2.1 理想氣體壓縮模型

在壓縮沖程中，忽略氣體泄漏損失和缸壁傳熱損失，將缸內(nèi)氣體視為理想氣體，則有

pVκ=const

(2)

式中：p為缸內(nèi)壓力；V為氣缸容積；κ為絕熱指數(shù)。部分文獻(xiàn)根據(jù)缸內(nèi)氣體溫度對(duì)κ進(jìn)行一定程度的修正[17-19],本文中將κ取為固定值。以壓縮沖程始點(diǎn)為參考點(diǎn)，有

(3)

1.2.2 簡(jiǎn)單漏氣模型

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程：pV=nRT，發(fā)動(dòng)機(jī)的有效壓縮比與活塞環(huán)漏氣損失對(duì)氣體摩爾數(shù)n和缸壁傳熱損失對(duì)溫度T的影響，都會(huì)影響到缸內(nèi)壓力p。假設(shè)在整個(gè)壓縮沖程存在這些損失，且設(shè)該等效“漏氣率”為η，則可將式(3)預(yù)測(cè)公式修正為

(4)

1.2.3 理論倒拖最大缸壓模型

將純壓縮過(guò)程倒置，如果能獲取或者估計(jì)上止點(diǎn)的缸內(nèi)壓力，并據(jù)此反推該膨脹逆過(guò)程中的壓力，上止點(diǎn)處的誤差就會(huì)減小。如此，問(wèn)題就轉(zhuǎn)換為該純壓縮曲線在上止點(diǎn)處的壓力值的準(zhǔn)確估計(jì)問(wèn)題。該壓力即為理論倒拖最大缸壓，計(jì)算公式為

pdrag_max=εeκpBOOST

(5)

式中：pdrag_max為理論倒拖最大缸壓；pBOOST為增壓壓力；εe為有效壓縮比。

1.3 基于缸壓信號(hào)的轉(zhuǎn)速估計(jì)

轉(zhuǎn)速信息是通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)ECU計(jì)數(shù)曲軸傳感器信號(hào)經(jīng)過(guò)處理后相鄰兩個(gè)方波脈的時(shí)間差來(lái)計(jì)算的。通過(guò)缸壓信號(hào)可以計(jì)算出對(duì)應(yīng)的曲軸相位，只需要找到兩個(gè)相位參考點(diǎn)即可計(jì)算得到轉(zhuǎn)速信息。因此本文中采用兩種估計(jì)轉(zhuǎn)速的方案：(1)在同一壓縮沖程內(nèi)，定義兩個(gè)參考位置估算轉(zhuǎn)速；(2)在相鄰的壓縮沖程內(nèi)各定義一個(gè)參考位置，通過(guò)該參考位置的時(shí)間差估算轉(zhuǎn)速。

2 試驗(yàn)設(shè)置

2.1 試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)

試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)為某直列4缸高壓共軌柴油機(jī)；控制器為自主研發(fā)的發(fā)動(dòng)機(jī)控制單元EC3200D，并通過(guò)自主研發(fā)的缸內(nèi)燃燒解析單元(in-cylinder combustion analysis tool,iCAT)分析缸壓數(shù)據(jù)。發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

2.2 缸內(nèi)燃燒解析單元iCAT

缸壓采集處理裝置采用自主研發(fā)的新一代iCAT，其解析框圖如圖1所示。

iCAT負(fù)責(zé)缸壓信號(hào)的采集與處理和指標(biāo)的實(shí)時(shí)計(jì)算與反饋，由ECU負(fù)責(zé)發(fā)動(dòng)機(jī)管理，兩者之間通過(guò)CAN總線或者BDM通信方式進(jìn)行數(shù)據(jù)交換。

2.3 試驗(yàn)設(shè)置

試驗(yàn)均在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)上完成。試驗(yàn)設(shè)置如圖2所示。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 基于缸壓信號(hào)的氣缸識(shí)別

圖3顯示了在凸輪軸信號(hào)丟失時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)某次起動(dòng)中的同步過(guò)程。圖中黑色脈沖為控制器中設(shè)置的標(biāo)志信號(hào)，以表征控制器運(yùn)行中一些特殊的狀態(tài)。在連續(xù)校驗(yàn)幾個(gè)曲軸齒形間隔之后，控制器確認(rèn)已經(jīng)出現(xiàn)曲軸信號(hào)，發(fā)動(dòng)機(jī)處于起動(dòng)狀態(tài)；在控制器發(fā)現(xiàn)某齒間時(shí)間間隔為普通齒間時(shí)間間隔的3倍時(shí)(對(duì)應(yīng)兩個(gè)缺齒)，則認(rèn)為發(fā)現(xiàn)缺齒，此時(shí)曲軸信號(hào)已同步。根據(jù)曲軸缺齒所處的相位位置可以知道缺齒之后第17個(gè)齒附近為第1、4氣缸的上止點(diǎn)，此時(shí)檢測(cè)發(fā)現(xiàn)第4缸缸內(nèi)壓力明顯升高至2MPa左右，而第1缸缸內(nèi)壓力依然保持進(jìn)、排氣壓力，因此可以判定該上止點(diǎn)為第4缸的壓縮上止點(diǎn)，第1缸的進(jìn)、排氣上止點(diǎn)，此時(shí)相位完全同步，相位基準(zhǔn)已經(jīng)確立，可以準(zhǔn)備進(jìn)行燃油噴射并開(kāi)始起動(dòng)過(guò)程。至此，發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)可以完全脫離凸輪軸信號(hào)而正常運(yùn)行。

3.2 基于缸壓信號(hào)的曲軸相位估計(jì)

3.2.1 理想氣體壓縮模型

發(fā)動(dòng)機(jī)倒拖至1 100r/min時(shí)采用理想氣體壓縮模型的預(yù)測(cè)結(jié)果如圖4中虛線所示。由圖可見(jiàn)，用該模型得到的缸壓曲線預(yù)測(cè)效果并不好，實(shí)際缸壓曲線始終在預(yù)測(cè)缸壓曲線的下方，在上止點(diǎn)處預(yù)測(cè)值的缸壓誤差達(dá)到約16%。造成這些誤差的主要原因包括：(1)用幾何壓縮比作為有效壓縮比產(chǎn)生的誤差；(2)忽略缸壁傳熱損失和活塞環(huán)漏氣損失以及將絕熱指數(shù)簡(jiǎn)化為定值所產(chǎn)生的誤差。

3.2.2 簡(jiǎn)單漏氣模型

同樣的1 100r/min倒拖工況，使用簡(jiǎn)單漏氣模型的缸壓預(yù)測(cè)結(jié)果如圖4中點(diǎn)線所示。使用簡(jiǎn)單漏氣模型，壓縮末期的缸壓預(yù)測(cè)誤差已經(jīng)降低到0.12MPa之內(nèi)，而且該模型對(duì)壓縮起始階段的缸壓預(yù)測(cè)結(jié)果影響很小。

簡(jiǎn)單漏氣模型的關(guān)鍵是確定等效“漏氣率”，由于該等效“漏氣率”與發(fā)動(dòng)機(jī)倒拖工況之間難以建立物理模型，只能依靠標(biāo)定的方法確定全工況的等效“漏氣率”。另一方面，在簡(jiǎn)單漏氣模型里，對(duì)進(jìn)氣壓力進(jìn)行一次性修正，進(jìn)氣時(shí)缸內(nèi)壓力的誤差在壓縮過(guò)程中會(huì)被因壓縮比的存在而放大。若在進(jìn)氣壓力的測(cè)量上有0.01MPa的誤差，以壓縮比為17.5計(jì)算，壓縮至上止點(diǎn)時(shí)的預(yù)測(cè)缸壓會(huì)產(chǎn)生約0.5MPa的誤差。這對(duì)曲軸相位的估計(jì)會(huì)帶來(lái)約6.6°CA的誤差。因此，簡(jiǎn)單漏氣模型雖然有效，但并不實(shí)用。

3.2.3 理論倒拖最大缸壓模型標(biāo)定

為了建立假想最大倒拖缸壓隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速與增壓壓力而變化的模型，首先進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)工況點(diǎn)試驗(yàn)。試驗(yàn)點(diǎn)選取覆蓋發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速范圍800～2 400r/min，間隔為100r/min，共選取58個(gè)穩(wěn)態(tài)工況點(diǎn)。假想最大倒施缸壓等高線圖如圖5所示。由圖可見(jiàn)，理論倒拖最大缸壓隨轉(zhuǎn)速變化十分平緩，而與增壓壓力有直接的關(guān)系。因此理論倒拖最大缸壓與增壓壓力之間的關(guān)系變成如下簡(jiǎn)單的線性關(guān)系：

pdragmax=εeκpBOOST=kpBOOST

(8)

對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可以得到最大倒拖缸壓與增壓壓力的關(guān)系為

pdrag_max=0.04087pBOOST+0.28136

(9)

式中：pdrag_max以MPa為單位；pBOOST以kPa為單位。擬合結(jié)果如圖6所示。對(duì)比式(8)，該擬合直線并不通過(guò)零點(diǎn)，除了誤差的影響之外，各種簡(jiǎn)化所包含的非線性環(huán)節(jié)也是重要原因。其線性相關(guān)系數(shù)也說(shuō)明該最大倒拖缸壓只與進(jìn)氣壓力相關(guān)。

3.2.4 理論倒拖最大缸壓模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證基于缸壓信號(hào)的曲軸相位估計(jì)的效果，選取了與標(biāo)定試驗(yàn)點(diǎn)不同的工況進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)圖7～圖11。由圖可見(jiàn)，對(duì)于所選驗(yàn)證工況點(diǎn)，在曲軸相位估計(jì)范圍內(nèi)，相位估計(jì)的誤差都在3°CA之內(nèi)；在主噴開(kāi)始前10°CA范圍內(nèi)，相位估計(jì)的誤差都在1°CA之內(nèi)。這樣的相位估計(jì)精度不僅足以滿足曲軸信號(hào)失效時(shí)“跛行回家”的需要，同時(shí)也為建立基于缸壓的燃油噴射控制體系的提供了良好的基礎(chǔ)。

3.3 基于缸壓信號(hào)的轉(zhuǎn)速估計(jì)

如原理分析部分所述，轉(zhuǎn)速的估計(jì)是在相位估計(jì)的基礎(chǔ)上進(jìn)行的，選取的試驗(yàn)點(diǎn)與相位估計(jì)選取的試驗(yàn)點(diǎn)相同。方案1，同一壓縮沖程內(nèi)選取的兩個(gè)參考相位點(diǎn)是(-30°CA，-10°CA)；方案2，相鄰缸間的參考相位點(diǎn)是-15°CA。結(jié)果如表2所示。

由表2可見(jiàn)，方案1的計(jì)算誤差波動(dòng)較大，絕對(duì)誤差范圍為2～56r/min，對(duì)應(yīng)的相對(duì)誤差為0.1%～4.7%；方案2的絕對(duì)誤差和相對(duì)誤差都很小，分別為2～6r/min和0.2%～0.6%。二者的絕對(duì)誤差相差較大，采用方案2進(jìn)行轉(zhuǎn)速估計(jì)的精度很高，這是由高精度的相位估計(jì)保證的；此外從理論上說(shuō)，較長(zhǎng)時(shí)間間隔的計(jì)算也可減小誤差。然而，不可否認(rèn)的是，試驗(yàn)是在穩(wěn)態(tài)條件下進(jìn)行的，對(duì)于瞬態(tài)變化時(shí)兩個(gè)方案的精度問(wèn)題還有待研究，尤其是對(duì)于方案2，其計(jì)算結(jié)果更接近于平均轉(zhuǎn)速的概念?？傊瑑煞N方案的轉(zhuǎn)速估計(jì)都滿足精度要求，可以配合使用相互校驗(yàn)，甚至設(shè)計(jì)數(shù)字處理遞推算法來(lái)得到更加精確和穩(wěn)定的結(jié)果；但相對(duì)而言，方案2的轉(zhuǎn)速估計(jì)精度較高，一般情況下，宜優(yōu)先考慮。

4 結(jié)論

本文中從基于缸壓信號(hào)的氣缸識(shí)別、曲軸相位估計(jì)和轉(zhuǎn)速估計(jì)3個(gè)方面探索了用缸壓信號(hào)替代凸輪軸信號(hào)和曲軸信號(hào)的可能性，得出的結(jié)論如下。

(1) 基于缸壓信號(hào)的發(fā)動(dòng)機(jī)判缸:本研究中實(shí)現(xiàn)了發(fā)動(dòng)機(jī)的無(wú)凸輪軸信號(hào)起動(dòng)試驗(yàn)，證明發(fā)動(dòng)機(jī)缸壓傳感器可以完全取代凸輪軸傳感器。

(2) 基于缸壓信號(hào)的曲軸相位估計(jì):本文中從理想氣體壓縮模型出發(fā)，提出了實(shí)用的理論倒拖最大缸壓模型，定義了理論倒拖最大缸壓這一參量，發(fā)現(xiàn)該參量與增壓壓力之間有較好的線性關(guān)系。驗(yàn)證了該模型在燃燒放熱之前的缸壓明顯上升階段的精度為3°CA，在上止點(diǎn)前10°CA范圍內(nèi)的精度為1°CA。因此，基于缸壓信號(hào)的曲軸相位估計(jì)作為曲軸信號(hào)的后備信息，可以在曲軸信號(hào)失效時(shí)為“跛行回家”提供相位基準(zhǔn)。

(3) 基于缸壓信號(hào)的曲軸轉(zhuǎn)速估計(jì)：對(duì)兩種轉(zhuǎn)速估計(jì)方案的精度進(jìn)行了分析。結(jié)合判缸和相位估計(jì)方法，為建立基于缸壓的發(fā)動(dòng)機(jī)控制體系奠定了基礎(chǔ)。

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