增程式發(fā)動機失火、爆燃造成飛輪斷裂的研究*

馬帥營 王 軍 肖 哲 關政偉 王一戎

（1-浙江遠程商用車研發(fā)有限公司 浙江 杭州 311228 2-吉利商用車研究院）

引言

近年來，汽車動力系統(tǒng)的電動化趨勢已不可逆轉[1-3]，其中最重要的就是發(fā)動機的電動化。電機與發(fā)動機配合實現(xiàn)混合驅動是發(fā)動機電動化的一種，由發(fā)動機帶動發(fā)電機實現(xiàn)高效發(fā)電也是發(fā)動機電動化的一種。增程器就是由發(fā)動機和發(fā)電機組成，即通過發(fā)動機把燃料的化學能轉變成機械能，又經(jīng)過發(fā)電機把機械能轉變成電能的電力供給裝置。增程器應用于純電機驅動的車輛能夠解決由于動力電池的技術局限所帶來的諸如里程焦慮等市場適應性問題，這類車輛又被稱為增程式電動汽車。

相比于傳統(tǒng)發(fā)動機驅動的車輛，由于增程器中的發(fā)動機主要工作在高效率區(qū)域，增程式電動汽車的燃料消耗更低、污染排放更少。相比于純電動汽車，增程式電動汽車所配備的動力電池能量減小，具有成本低、自重輕、不依賴充電樁、無里程憂慮、動力電池二次污染小等優(yōu)點，可解決我國現(xiàn)階段充電設施不足、純電動汽車使用受限及燃料電池汽車成本過高、商業(yè)推廣緩慢等現(xiàn)實問題。且總質量在4.5 t以下的增程式車輛可申請綠牌，享有優(yōu)先路權的城市也越來越多。因此，在全球能源、環(huán)境問題日益突出及中國“雙碳”目標的大背景下，研發(fā)增程式電動汽車無疑是最符合中國現(xiàn)階段國情、可快速推廣應用的主流新能源汽車技術路線之一[4]。

典型的直連式增程器由發(fā)動機、飛輪及發(fā)電機組成，飛輪固定于發(fā)動機曲軸的動力輸出端，并通過發(fā)電機花鍵軸與發(fā)電機相連[5]。在傳統(tǒng)汽車中，發(fā)動機的輸出轉矩通過飛輪連接變速器、傳動軸等驅動系統(tǒng)最終傳遞到車輪，而本文涉及的直連式增程器中發(fā)動機輸出的轉矩僅用于驅動發(fā)電機發(fā)電，兩者發(fā)動機輸出轉矩的傳遞路徑不同。增程器與驅動系統(tǒng)之間實現(xiàn)了機械解耦，且增程器中發(fā)動機的運行工況與車輛需求功率、車速之間也是解耦的，主要運行于高效率的中高負荷。因此，增程式發(fā)動機的飛輪所受到的轉矩沖擊無法通過驅動系統(tǒng)機械傳遞到車輪及地面，就無法快速有效緩解，飛輪尤其在起動、發(fā)電及停機過程中受力情況更為復雜惡劣，需通過控制策略等加以解決[6-9]。

本文針對某一款增程式電動樣車飛輪斷裂事例，分析增程器中飛輪斷裂的各種可能原因，重點聚焦研究發(fā)動機失火、爆燃對飛輪受力的影響，提出優(yōu)化解決措施，為增程式電動汽車的工程化開發(fā)提供理論依據(jù)及實際工程參考。

1 飛輪斷裂故障現(xiàn)象描述

某汽油增程器樣車在30 min 持續(xù)增程動力模式、最高車速為130 km/h 試驗時出現(xiàn)了雙質量飛輪花鍵轂斷裂的故障。拆解后的飛輪實物如圖1 所示，飛輪花鍵轂變形呈順時針方向，飛輪內(nèi)部未出現(xiàn)油脂泄漏，密封完好，但彈簧變形嚴重，無法恢復原狀，彈簧一端底部斷裂，受力方向與花鍵轂斷裂跡象一致。

圖1 飛輪花鍵轂斷裂實物

2 測試方法及設備

圖2 羅列出了增程器雙質量飛輪所有可能的失效原因。增程式車輛中的雙質量飛輪內(nèi)部彈簧變形、花鍵轂斷裂的原因可能是圖2 中所列出的任何一項或者幾項導致飛輪的工作條件超出了其使用極限。

圖2 增程器雙質量飛輪的失效原因

圖3 所示為雙質量飛輪，圖3a 為其內(nèi)部結構、圖3b 為其轉矩特性，其結構由初級飛輪、次級飛輪、起動齒圈、弧形彈簧、蓋板及花鍵轂等組成。受其自身轉矩特性的限制，增程器中的雙質量飛輪在非正常的工作條件下，飛輪彈簧及花鍵轂均有變形、斷裂的風險。

圖3 雙質量飛輪示意圖

制造商通過其設計及大量的試驗結果表明，該雙質量飛輪的彈性工作區(qū)間為358.61～385.98 N·m，超過此轉矩范圍，內(nèi)部彈簧將被壓并圈，變成剛性連接。1 500～3 000 N·m 為告警轉矩，1 500 N·m 可作為雙質量飛輪在增程器應用中的安全設計限值，3 000 N·m以上則會達到內(nèi)部彈簧的強度極限，極易造成飛輪的損壞。在此，以雙質量飛輪所能承受的極限沖擊轉矩3 000 N·m 為依據(jù)，再結合公式（1）可計算出初、次級飛輪端即飛輪連接發(fā)動機和連接發(fā)電機端的角加速度極限值分別為22 488 rad/s2和15 000 rad/s2，以這兩個角加速度值即可判斷雙質量飛輪的工作極限。

式中[10]：T 為雙質量飛輪在與曲軸垂直的橫截面上所受到的轉矩（N·m），J 為轉動慣量（kg·m2），dω/dt為角加速度（rad/s2）。雙質量飛輪兩端的轉動慣量等特性參數(shù)如表1 所示。

表1 雙質量飛輪兩端的轉動慣量等特性

為了分析增程式車輛在運行過程中雙質量飛輪的受力情況，需要進行試驗測試，飛輪測試設備及傳感器安裝如圖4 所示。在發(fā)電機殼體上對應初級、次級飛輪處分別打孔安裝兩個轉速傳感器，連接設備PikesPeak 對初級飛輪和次級飛輪的實時轉速進行脈沖信號采集，采集頻率均為50 MHz。采集的信號經(jīng)分析處理軟件轉換成轉速數(shù)據(jù)，再通過初、次級飛輪轉速計算出初、次級飛輪之間的相位差，從相位差可以判斷雙質量飛輪是否已達到壓并圈的程度；也可計算出初、次級飛輪端的角加速度，再由公式（1）可計算出飛輪受到的沖擊轉矩。對于不同的增程器運行工況，可選擇不同的評價指標（初/次級飛輪之間的相位差、初/次級飛輪端的角加速度或飛輪受到的沖擊轉矩）。

圖4 飛輪測試設備及傳感器安裝

3 飛輪斷裂原因分析

為了便于分析問題，在此先簡要介紹增程器的基本控制原理。本文所述的汽油發(fā)動機式增程器由發(fā)動機、飛輪、發(fā)電機及各控制器組成，圖5 為增程器的控制架構及原理示意。增程器控制器（Range Extender Control Unit，RECU）通過外部公共CAN 與整車控制器（Vehicle Control Unit，VCU）通信，對接收到的CAN 總線信號及硬線信號進行處理，再把處理后的信號通過內(nèi)部CAN 傳遞給發(fā)動機控制器（Engine Control Unit，ECU）和發(fā)電機控制器（Generator Control Unit，GCU），從而控制發(fā)動機和發(fā)電機。

圖5 增程器的控制架構及原理

針對增程式車輛在道路測試中出現(xiàn)多例雙質量飛輪內(nèi)部彈簧變形、花鍵轂斷裂的問題，依據(jù)圖2 所列原因，對增程器設計圖紙、軸系匹配、裝配工藝、使用工況、油品特性等因素進行了逐一的排查，最終將主要可能原因鎖定為異常工況下軟件控制策略不完善導致飛輪所受沖擊過大。由于飛輪花鍵轂的變形呈順時針方向，與發(fā)動機旋轉方向相反，說明斷裂發(fā)生時發(fā)動機相位在前，發(fā)電機相位在后，即在發(fā)動機帶動發(fā)電機發(fā)電的過程中。根據(jù)車輛實際運行條件，設計了一系列增程器發(fā)電狀態(tài)下能引起增程器抖動即可能導致飛輪花鍵轂斷裂且與控制策略強相關的測試工況，如表2 所示。

將故障車損壞的飛輪更換新件后按表2 中的工況及方法進行測試，測試工況中的10、20、30、40、50、60 kW 為增程器發(fā)電功率，對應的轉速分別為1 500、2 000、2 500、3 000、3 500、4 000 r/min。通過對這些工況下飛輪在發(fā)動機和發(fā)電機端產(chǎn)生的角加速度值的測量，計算結果表明發(fā)動機失火、爆燃狀態(tài)下的飛輪沖擊轉矩已超過其承受極限，分別導致了飛輪花鍵轂的變形和斷裂。

表2 中“發(fā)動機失火”工況的測試結果如圖6 所示，通過設置發(fā)動機失火狀態(tài)（拔掉噴油器插頭），以2kW 為步長增加增程器功率，直至轉速明顯下降且無法穩(wěn)定運轉為止。試驗測出飛輪在發(fā)動機端的角加速度最大約為18 000 rad/s2，對應的飛輪受到的最大沖擊轉矩約為2 300 N·m，已達到告警轉矩值（1 500 N·m～3 000 N·m），此刻飛輪初、次級之間的相位差達到了145°，已超過正常運行的極限相位差（80.5°）。該試驗后對增程器進行了拆解，飛輪花鍵轂雖未斷裂，但已變形，變形跡象呈順時針方向，與圖1相似。

圖6 發(fā)動機失火時飛輪在發(fā)動機端的角加速度等試驗數(shù)據(jù)

表2 增程式車輛不同工況下的飛輪測試及結果

表2 中“發(fā)動機爆燃”工況測試時采用的是更換后的新飛輪，測試結果如圖7 所示，通過控制中冷器后的進氣溫度等引起發(fā)動機爆燃，直至RECU 收到故障信號停機。在這個過程中，測試出連接發(fā)動機端的初級飛輪的角加速度最大約為39 500 rad/s2，對應飛輪的最大沖擊轉矩約為5 000 N·m，已遠超過了飛輪可允許承受的極限沖擊（3 000 N·m），此刻飛輪初、次級之間的相位差達到了185°，遠超過正常運行的極限相位差（80.5°）。該試驗后對增程器進行了拆解，飛輪花鍵轂斷裂，變形跡象與圖1 相似。

圖7 發(fā)動機爆燃時的飛輪在發(fā)動機端的角加速度等試驗數(shù)據(jù)

結合此次故障再現(xiàn)的試驗現(xiàn)象及測試結果，可以解釋樣車飛輪花鍵轂斷裂事故的原因：在130 km/h的高車速行駛工況（增程器60 kW@4 000 r/min 運行），發(fā)動機排氣溫度高，渦輪增壓能力則得以提高，增壓器出口的壓縮空氣溫度就很高。相應地，經(jīng)過中冷器之后仍具有較高溫度的進氣進入發(fā)動機缸內(nèi)就會引起發(fā)動機燃燒相位提前，從而導致了爆燃。由于該故障增程器的發(fā)動機在高溫環(huán)境下的ECU 爆燃模型標定不完善，且在高功率高進氣溫度時ECU 推遲點火角的幅度有限，無法完全避免爆燃。發(fā)動機發(fā)生爆燃時[11-13]，缸內(nèi)燃燒不穩(wěn)定，壓力會急劇升高，其振動沖擊會引起發(fā)動機轉矩突變、轉速波動，初、次級飛輪的旋轉角加速度劇增，致使初級、次級飛輪間的沖擊轉矩增大，最終導致了飛輪花鍵轂的斷裂。

4 發(fā)動機失火、爆燃控制策略優(yōu)化

除了損壞飛輪等零部件，增程器中發(fā)動機失火、爆燃還會造成一系列問題。失火會引起發(fā)動機抖動、動力不足、油耗增加等；爆燃會導致發(fā)動機動力不足、油耗增加、燃燒室積炭、排氣冒黑煙、氣缸過熱，破壞氣缸表面油膜，惡化潤滑等。因此，為避免發(fā)動機失火、爆燃對增程器的諸多危害，要從發(fā)動機控制和增程器控制兩方面進行整改。

4.1 發(fā)動機失火的控制策略優(yōu)化

針對因發(fā)動機失火導致的飛輪花鍵轂斷裂，要在發(fā)動機控制和增程器控制中增加失火診斷策略[14-15]。發(fā)動機失火監(jiān)測的基本原理是基于每個氣缸獨立燃燒過程中對應的推動曲軸旋轉產(chǎn)生的角加速度。為計算曲軸的角加速度，需將曲軸上安裝的信號輪分割為幾個區(qū)間段。通過發(fā)動機曲軸位置/轉速傳感器監(jiān)測信號輪的信號，計算曲軸轉過信號輪各分段窗口的時間，可計算出各氣缸做功時對應的曲軸角加速度。當某一氣缸未燃燒或燃燒不充分時，曲軸位置/轉速傳感器監(jiān)測到的經(jīng)過信號輪相應分段窗口的時間會更長，該分段窗口對應的曲軸角加速度將超出失火閾值，ECU 就認為監(jiān)測到失火。ECU 在失火監(jiān)測周期內(nèi)統(tǒng)計的加權計數(shù)超過標定閾值時就會診斷為失火故障，再將故障上報給RECU。RECU 根據(jù)失火故障等級做進一步處理，如停機等，從而避免發(fā)動機繼續(xù)在某缸失火的不正常狀態(tài)下工作。

4.2 發(fā)動機爆燃的控制策略優(yōu)化

發(fā)動機控制：對爆燃模型進行修正，需高溫標定優(yōu)化試驗，并設定發(fā)動機進氣溫度閾值。

ECU 中設定的因進氣溫度升高導致爆燃的保護策略舉例如下：

1）當發(fā)動機因進氣溫度高（如大于40 ℃）且有爆燃傾向時，ECU 要進行點火角推遲保護。

2）ECU 根據(jù)發(fā)動機的進氣溫度對進氣量進行限制，如表3 所示（相對于標準狀況下的進氣量比例）。進氣量是通過調(diào)節(jié)節(jié)氣門開度、渦輪增壓器廢氣旁通閥的占空比等進行控制，再通過調(diào)整進氣壓力，降低進氣溫度等措施，減少爆燃風險。

表3 發(fā)動機ECU 中相對進氣量限值MAP

增程器控制：正規(guī)標定后的ECU 雖可通過推遲點火角以避免發(fā)動機爆燃，但點火角推遲最大為12°CA，為進一步避免發(fā)動機在特殊情況下的爆燃危害，應在增程器的控制策略中增加第二重保護策略。如當發(fā)動機爆燃無法受ECU 控制時，RECU 會根據(jù)爆燃引起的轉速、轉矩波動觸發(fā)故障保護，使增程器降功率進入怠速狀態(tài)；RECU 中也設置了進氣溫度限功率策略，以避免進氣溫度過高導致發(fā)動機爆燃。

RECU 中設定的因進氣溫度升高導致爆燃的保護策略舉例如下：

1）進氣溫度≥80 ℃時，限制功率≤40 kW。

2）進氣溫度≥90 ℃時，限制功率≤30 kW。

3）進氣溫度≥100 ℃時，限制功率≤15 kW。

4）進氣溫度≥110 ℃時，限制功率為0，進入怠速。

5）進氣溫度≤76 ℃時，恢復正常運行。

上述內(nèi)容僅是針對發(fā)動機失火、爆燃情況下的主要控制策略優(yōu)化說明。為抑制發(fā)動機進氣溫度過高，避免爆燃，還可以增加進氣中冷器冷卻風扇的控制策略等，即根據(jù)進氣溫度設置風扇的占空比以調(diào)節(jié)風扇轉速，從而控制進氣溫度。當然，保證增程器安全可靠運行需考慮多維度的控制策略，如發(fā)動機的冷卻液溫度閾值/轉速失速保護閾值、發(fā)電機的本體溫度閾值、發(fā)電機控制器的IGBT 溫度閾值等的配合優(yōu)化，在此不再贅述。

5 試驗驗證

在增程式車輛高溫標定試驗及針對失火診斷功能整改之后，按照表2 中的測試工況及方法對增程式車輛的雙質量飛輪角加速度等進行了復測，并在轉鼓試驗間進行了專門的高進氣溫度試驗（進氣溫度設定在70～90 ℃，增程器請求功率為40 kW、50 kW、60 kW，運行40 min 以上），其測試結果均為正常，沒有再次出現(xiàn)飛輪所受沖擊轉矩過大的現(xiàn)象。增程式車輛也順利通過了在新疆吐魯番地區(qū)的高溫試驗及整車3×104km 耐久試驗的驗證，試驗后拆解顯示雙質量飛輪完好無損。

6 結論

1）增程器雙質量飛輪花鍵轂斷口的變形呈順時針方向，與發(fā)動機工作運轉方向相反，說明斷裂發(fā)生在發(fā)動機帶動發(fā)電機發(fā)電的過程中。

2）增程器中雙質量飛輪的初級、次級飛輪間的沖擊轉矩會在發(fā)動機失火、爆燃工況下突然增大，超過飛輪承受極限，導致飛輪花鍵轂的斷裂。

3）為避免發(fā)動機失火、爆燃對飛輪等造成傷害，可采取修正發(fā)動機爆燃控制模型、設定發(fā)動機進氣溫度閾值、添加增程器降功率控制策略的第二重保護等措施。

4）通過對增程式樣車進行轉鼓試驗臺、實際試驗場的高溫環(huán)境試驗及整車3×104km 實際道路耐久試驗的驗證，證明了優(yōu)化后的發(fā)動機、增程器控制策略可靠、有效。