關于缸壓傳感器替代發動機凸輪軸和曲軸位置傳感器的研究*

王金力,楊福源,歐陽明高,黃 穎,方 成,2,楊學青

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

前言

缸壓信號作為反映發動機工作狀況的最直接的信號，一直以來都是研究的熱點[1-6]。由于技術的限制，缸壓傳感器的成本一直很高，因而其應用一直停留在試驗階段。近年來隨著技術的發展，壓阻式缸壓傳感器目前已經實現了在量產車型中的應用。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《Motor Trend》雜志評選為2009年度車型。可以預見，隨著技術的不斷進步，缸壓傳感器的價格會越來越低，而且HCCI新型燃燒方式等前沿技術的興起，也為缸壓傳感器在更大范圍內發揮作用提供了舞臺[8-10]。

缸內壓力信號包含豐富信息，能反映缸內氣體壓縮過程、燃燒放熱過程和膨脹做功過程，與曲軸位置信息結合，可以解析出放熱始點、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，多個缸壓信號可以解析出上述指標的缸間差異。因此，基于缸壓實時監測的發動機燃燒過程閉環控制正成為研究熱點[11-15]，基于缸壓的燃燒閉環電子控制平臺正在形成。

凸輪軸和曲軸信號所提供的相位基準是傳統發動機控制體系的基礎。凸輪軸信號的主要作用是判定第1缸的壓縮上止點，因此凸輪軸位置傳感器又被稱為氣缸識別傳感器(cylinder identification sensor,CIS)。它通常通過缺齒或者多齒來實現這一功能，因而能提供一定的相位信息。曲軸信號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速信息。

在傳統燃油噴射控制體系中[16]，如果凸輪軸信號丟失，通常通過試噴的策略來識別氣缸。這種策略算法比較復雜，在冷起動的情況下其可靠性也較難保證，而且會產生不必要的燃油消耗。如果曲軸信號丟失，則只能依靠凸輪軸信號所提供的較低的角度分辨率來確立其相位基準。此時，噴油定時的控制精度，以至于發動機轉矩、油耗和排放等性能都會受到影響。由于這兩種情況下，發動機仍有可能以非正常狀態工作，為發動機“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。

本文中通過理論與試驗相結合，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的發動機氣缸識別、相位估計和轉速估計的理論分析與建模和燃燒解析單元的開發與試驗評估。

1 理論基礎與建模

1.1 基于缸壓信號的氣缸識別

當發動機位于壓縮上止點時，封閉氣體經壓縮后，壓力明顯升高；當發動機位于進、排氣上止點時，缸內壓力與進氣壓力位于同一數量級，變化十分平緩。根據氣缸壓力這一特征即可實現氣缸識別。

1.2 基于缸壓信號的曲軸相位估計

基于缸壓信號進行曲軸相位估計針對的缸壓是燃燒放熱之前的缸壓(嚴格地講是燃油噴射之前)，即倒拖缸壓信號。相位估計分為兩個步驟：(1)確定缸內壓力與氣缸容積的關系;(2)確定氣缸容積與曲軸相位之間的關系，其公式為

(1)

式中：V(φ)為對應曲軸轉角為φ時的氣缸總容積；Vc為活塞在上止點時的氣缸容積；d為氣缸直徑；r為曲柄半徑；l為連桿長度。下面給出3種估計模型。

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，將缸內氣體視為理想氣體，則有

pVκ=const

(2)

式中：p為缸內壓力；V為氣缸容積；κ為絕熱指數。部分文獻根據缸內氣體溫度對κ進行一定程度的修正[17-19],本文中將κ取為固定值。以壓縮沖程始點為參考點，有

(3)

1.2.2 簡單漏氣模型

根據理想氣體狀態方程：pV=nRT，發動機的有效壓縮比與活塞環漏氣損失對氣體摩爾數n和缸壁傳熱損失對溫度T的影響，都會影響到缸內壓力p。假設在整個壓縮沖程存在這些損失，且設該等效“漏氣率”為η，則可將式(3)預測公式修正為

(4)

1.2.3 理論倒拖最大缸壓模型

將純壓縮過程倒置，如果能獲取或者估計上止點的缸內壓力，并據此反推該膨脹逆過程中的壓力，上止點處的誤差就會減小。如此，問題就轉換為該純壓縮曲線在上止點處的壓力值的準確估計問題。該壓力即為理論倒拖最大缸壓，計算公式為

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 基于缸壓信號的轉速估計

轉速信息是通過發動機ECU計數曲軸傳感器信號經過處理后相鄰兩個方波脈的時間差來計算的。通過缸壓信號可以計算出對應的曲軸相位，只需要找到兩個相位參考點即可計算得到轉速信息。因此本文中采用兩種估計轉速的方案：(1)在同一壓縮沖程內，定義兩個參考位置估算轉速；(2)在相鄰的壓縮沖程內各定義一個參考位置，通過該參考位置的時間差估算轉速。

2 試驗設置

2.1 試驗用發動機

試驗用發動機為某直列4缸高壓共軌柴油機；控制器為自主研發的發動機控制單元EC3200D，并通過自主研發的缸內燃燒解析單元(in-cylinder combustion analysis tool,iCAT)分析缸壓數據。發動機主要參數如表1所示。

表1 發動機主要參數

2.2 缸內燃燒解析單元iCAT

缸壓采集處理裝置采用自主研發的新一代iCAT，其解析框圖如圖1所示。

iCAT負責缸壓信號的采集與處理和指標的實時計算與反饋，由ECU負責發動機管理，兩者之間通過CAN總線或者BDM通信方式進行數據交換。

2.3 試驗設置

試驗均在發動機臺架測試系統上完成。試驗設置如圖2所示。

3 試驗結果與分析

3.1 基于缸壓信號的氣缸識別

圖3顯示了在凸輪軸信號丟失時發動機某次起動中的同步過程。圖中黑色脈沖為控制器中設置的標志信號，以表征控制器運行中一些特殊的狀態。在連續校驗幾個曲軸齒形間隔之后，控制器確認已經出現曲軸信號，發動機處于起動狀態；在控制器發現某齒間時間間隔為普通齒間時間間隔的3倍時(對應兩個缺齒)，則認為發現缺齒，此時曲軸信號已同步。根據曲軸缺齒所處的相位位置可以知道缺齒之后第17個齒附近為第1、4氣缸的上止點，此時檢測發現第4缸缸內壓力明顯升高至2MPa左右，而第1缸缸內壓力依然保持進、排氣壓力，因此可以判定該上止點為第4缸的壓縮上止點，第1缸的進、排氣上止點，此時相位完全同步，相位基準已經確立，可以準備進行燃油噴射并開始起動過程。至此，發動機已經可以完全脫離凸輪軸信號而正常運行。

3.2 基于缸壓信號的曲軸相位估計

3.2.1 理想氣體壓縮模型

發動機倒拖至1 100r/min時采用理想氣體壓縮模型的預測結果如圖4中虛線所示。由圖可見，用該模型得到的缸壓曲線預測效果并不好，實際缸壓曲線始終在預測缸壓曲線的下方，在上止點處預測值的缸壓誤差達到約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生的誤差；(2)忽略缸壁傳熱損失和活塞環漏氣損失以及將絕熱指數簡化為定值所產生的誤差。

3.2.2 簡單漏氣模型

同樣的1 100r/min倒拖工況，使用簡單漏氣模型的缸壓預測結果如圖4中點線所示。使用簡單漏氣模型，壓縮末期的缸壓預測誤差已經降低到0.12MPa之內，而且該模型對壓縮起始階段的缸壓預測結果影響很小。

簡單漏氣模型的關鍵是確定等效“漏氣率”，由于該等效“漏氣率”與發動機倒拖工況之間難以建立物理模型，只能依靠標定的方法確定全工況的等效“漏氣率”。另一方面，在簡單漏氣模型里，對進氣壓力進行一次性修正，進氣時缸內壓力的誤差在壓縮過程中會被因壓縮比的存在而放大。若在進氣壓力的測量上有0.01MPa的誤差，以壓縮比為17.5計算，壓縮至上止點時的預測缸壓會產生約0.5MPa的誤差。這對曲軸相位的估計會帶來約6.6°CA的誤差。因此，簡單漏氣模型雖然有效，但并不實用。

3.2.3 理論倒拖最大缸壓模型標定

為了建立假想最大倒拖缸壓隨發動機轉速與增壓壓力而變化的模型，首先進行發動機穩態工況點試驗。試驗點選取覆蓋發動機的轉速范圍800～2 400r/min，間隔為100r/min，共選取58個穩態工況點。假想最大倒施缸壓等高線圖如圖5所示。由圖可見，理論倒拖最大缸壓隨轉速變化十分平緩，而與增壓壓力有直接的關系。因此理論倒拖最大缸壓與增壓壓力之間的關系變成如下簡單的線性關系：

pdragmax=εeκpBOOST=kpBOOST

(8)

對試驗數據進行擬合，可以得到最大倒拖缸壓與增壓壓力的關系為

pdrag_max=0.04087pBOOST+0.28136

(9)

式中：pdrag_max以MPa為單位；pBOOST以kPa為單位。擬合結果如圖6所示。對比式(8)，該擬合直線并不通過零點，除了誤差的影響之外，各種簡化所包含的非線性環節也是重要原因。其線性相關系數也說明該最大倒拖缸壓只與進氣壓力相關。

3.2.4 理論倒拖最大缸壓模型驗證

為了驗證基于缸壓信號的曲軸相位估計的效果，選取了與標定試驗點不同的工況進行試驗，結果見圖7～圖11。由圖可見，對于所選驗證工況點，在曲軸相位估計范圍內，相位估計的誤差都在3°CA之內；在主噴開始前10°CA范圍內，相位估計的誤差都在1°CA之內。這樣的相位估計精度不僅足以滿足曲軸信號失效時“跛行回家”的需要，同時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。

3.3 基于缸壓信號的轉速估計

如原理分析部分所述，轉速的估計是在相位估計的基礎上進行的，選取的試驗點與相位估計選取的試驗點相同。方案1，同一壓縮沖程內選取的兩個參考相位點是(-30°CA，-10°CA)；方案2，相鄰缸間的參考相位點是-15°CA。結果如表2所示。

由表2可見，方案1的計算誤差波動較大，絕對誤差范圍為2～56r/min，對應的相對誤差為0.1%～4.7%；方案2的絕對誤差和相對誤差都很小，分別為2～6r/min和0.2%～0.6%。二者的絕對誤差相差較大，采用方案2進行轉速估計的精度很高，這是由高精度的相位估計保證的；此外從理論上說，較長時間間隔的計算也可減小誤差。然而，不可否認的是，試驗是在穩態條件下進行的，對于瞬態變化時兩個方案的精度問題還有待研究，尤其是對于方案2，其計算結果更接近于平均轉速的概念。總之，兩種方案的轉速估計都滿足精度要求，可以配合使用相互校驗，甚至設計數字處理遞推算法來得到更加精確和穩定的結果；但相對而言，方案2的轉速估計精度較高，一般情況下，宜優先考慮。

4 結論

本文中從基于缸壓信號的氣缸識別、曲軸相位估計和轉速估計3個方面探索了用缸壓信號替代凸輪軸信號和曲軸信號的可能性，得出的結論如下。

(1) 基于缸壓信號的發動機判缸:本研究中實現了發動機的無凸輪軸信號起動試驗，證明發動機缸壓傳感器可以完全取代凸輪軸傳感器。

(2) 基于缸壓信號的曲軸相位估計:本文中從理想氣體壓縮模型出發，提出了實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，發現該參量與增壓壓力之間有較好的線性關系。驗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，在上止點前10°CA范圍內的精度為1°CA。因此，基于缸壓信號的曲軸相位估計作為曲軸信號的后備信息，可以在曲軸信號失效時為“跛行回家”提供相位基準。

(3) 基于缸壓信號的曲軸轉速估計：對兩種轉速估計方案的精度進行了分析。結合判缸和相位估計方法，為建立基于缸壓的發動機控制體系奠定了基礎。

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