鄧 俊，葉曉倩，尹兆雷，王 哲

（1.同濟(jì)大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 200092；2.上海大眾汽車有限公司，上海 201805；3.同濟(jì)大學(xué) 新能源汽車工程中心，上海 201804）

直線發(fā)動(dòng)機(jī)由于省去了用于剛性連接的曲柄連桿機(jī)構(gòu)，通過液、電等介質(zhì)實(shí)現(xiàn)“柔性”輸出，從而避免傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)中曲軸和軸承所消耗的大量摩擦功，以及由曲柄滑塊機(jī)構(gòu)所引起的側(cè)向力造成的活塞與缸壁的摩擦［1］.直線發(fā)動(dòng)機(jī)與直線發(fā)電機(jī)相結(jié)合，作為串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車的新型動(dòng)力裝置，具有效率高、比功率大、結(jié)構(gòu)緊湊、燃料適用性強(qiáng)等特點(diǎn).

1998年，美國Sandia國家實(shí)驗(yàn)室開發(fā)了一種與直線發(fā)電機(jī)有機(jī)結(jié)合的內(nèi)燃發(fā)電機(jī)，采用均質(zhì)壓燃燃燒方式，高效、輕量、有害氣體排放低［2］.美國西弗吉尼亞大學(xué)試制了二沖程壓燃直噴式自由活塞發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)系統(tǒng)，并對其樣機(jī)的運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行了仿真［3］.澳大利亞潘柏公司的FP3系統(tǒng)是一種新型的混合式引擎驅(qū)動(dòng)發(fā)電機(jī)，加裝該系統(tǒng)的串聯(lián)式混合電力汽車的市內(nèi)交通耗油量約為傳統(tǒng)汽車的四分之一，有效減少了有害廢氣的排放［4］.Ahmad［5］針對一臺(tái)二沖程自由活塞發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)樣機(jī)的啟動(dòng)方式開展研究，在啟動(dòng)工況下，三相永磁直線電機(jī)作為電動(dòng)機(jī)向運(yùn)動(dòng)組件提供所需的推力，電磁推力的大小與方向由三相PWM（pulse width modulation，脈寬調(diào)制）逆變器通過控制電機(jī)輸入電流來進(jìn)行調(diào)控.Saiful［6］提出了一種利用永磁無刷直流電機(jī)的方波電流控制，使運(yùn)動(dòng)組件往復(fù)運(yùn)動(dòng)從而實(shí)現(xiàn)啟動(dòng)的方法.該研究在進(jìn)行啟動(dòng)力方向控制時(shí)，使啟動(dòng)力方向始終與運(yùn)動(dòng)組件運(yùn)動(dòng)方向一致.

本文在前期研究［7－8］的基礎(chǔ)上，以直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)的啟動(dòng)過程為研究對象，對其啟動(dòng)條件及過程進(jìn)行了探討，建立了直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)啟動(dòng)過程的動(dòng)力學(xué)模型，提出了基于速度信號(hào)的啟動(dòng)力方向控制策略.通過 Matlab／Simulink仿真建模，對直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)的啟動(dòng)運(yùn)動(dòng)特性及性能進(jìn)行了分析.

1 直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)系統(tǒng)

所涉及的直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)系統(tǒng)由兩部分組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示.直線發(fā)動(dòng)機(jī)部分包括活塞、氣缸、連桿軸、火花塞等；直線電機(jī)（發(fā)電機(jī)／電動(dòng)機(jī)）部分包括動(dòng)子軸、動(dòng)子永磁體、動(dòng)子背鐵、定子鐵芯和定子線圈.其中，發(fā)動(dòng)機(jī)連桿軸與直線電機(jī)動(dòng)子軸相集成，作為系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)組件.

圖1 雙活塞對置式直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of dual piston linear engine／generator system

當(dāng)系統(tǒng)處于啟動(dòng)工況時(shí)，直線電機(jī)作為電動(dòng)機(jī)向運(yùn)動(dòng)組件提供其所需的啟動(dòng)推力，驅(qū)動(dòng)運(yùn)動(dòng)組件往復(fù)運(yùn)動(dòng)，直至滿足點(diǎn)火要求，點(diǎn)燃可燃混合氣，系統(tǒng)進(jìn)入正常運(yùn)行狀態(tài).

當(dāng)系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，左右兩缸內(nèi)的可燃混合氣輪流燃燒做功，推動(dòng)運(yùn)動(dòng)組件作直線往復(fù)運(yùn)動(dòng).同時(shí)，固定于運(yùn)動(dòng)組件上的動(dòng)子永磁體將產(chǎn)生運(yùn)動(dòng)磁場，使布置于動(dòng)子外部的定子線圈中產(chǎn)生感應(yīng)電流，輸出電能.

1.1 啟動(dòng)要求分析

由于直線發(fā)動(dòng)機(jī)的特殊結(jié)構(gòu)型式，其啟動(dòng)過程除了必須滿足傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)條件（轉(zhuǎn)速、混合氣濃度、缸內(nèi)壓力和溫度）之外，還須注意以下特殊要求：

（1）足夠的壓縮比.傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)中活塞的上止點(diǎn)位置固定，由于啟動(dòng)時(shí)缸內(nèi)的壓縮壓力主要取決于發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比，因此只需保證發(fā)動(dòng)機(jī)能夠達(dá)到一定的啟動(dòng)轉(zhuǎn)速.而對于直線發(fā)動(dòng)機(jī)來言，由于不受曲柄連桿機(jī)構(gòu)的機(jī)械約束，其運(yùn)動(dòng)組件的上、下止點(diǎn)位置均不固定.故在啟動(dòng)過程中，不僅需保證足夠高的啟動(dòng)運(yùn)動(dòng)頻率，還必須確保運(yùn)動(dòng)組件能夠被拖動(dòng)到合適的上止點(diǎn)位置，以獲得足夠的壓縮比與缸內(nèi)壓力，從而使直線發(fā)動(dòng)機(jī)成功點(diǎn)火啟動(dòng).考慮到本文所涉及發(fā)動(dòng)機(jī)原機(jī)壓縮比為6.6，對應(yīng)的直線發(fā)動(dòng)機(jī)的可著火壓縮比范圍約為6.0～9.0.

（2）精確的啟動(dòng)力換向控制.由于在啟動(dòng)過程中直線發(fā)動(dòng)機(jī)若要在左、右兩缸內(nèi)將可燃混合氣準(zhǔn)備完畢，至少需要經(jīng)歷3個(gè)沖程.因此，在啟動(dòng)第一行程便拖動(dòng)運(yùn)動(dòng)組件至預(yù)定上止點(diǎn)位置的做法不僅對直線電機(jī)的工作能力提出了很高的要求，也并非必需的.對直線發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)過程作如下假設(shè)：令運(yùn)動(dòng)組件在啟動(dòng)過程中做若干次循環(huán)的往復(fù)直線運(yùn)動(dòng)，使其行程在各循環(huán)中逐漸增加，直至達(dá)到合適的壓縮比位置，滿足混合氣的燃燒條件.這就需要啟動(dòng)力能夠適時(shí)地在直線發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)過程的各沖程間進(jìn)行換向，意味著直線電機(jī)的精確換相控制是啟動(dòng)控制的關(guān)鍵.

1.2 啟動(dòng)過程動(dòng)力學(xué)分析

直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)在啟動(dòng)過程中的受力情況如圖2所示.忽略掃氣腔壓力差的影響，運(yùn)動(dòng)組件所受到的作用力包括電磁推力Fe、兩缸氣體壓力差ΔFp（即啟動(dòng)壓縮阻力）以及運(yùn)動(dòng)組件與氣缸間的摩擦力Ff（即啟動(dòng)摩擦阻力）.圖中Ff＿l為左缸摩擦力；Ff＿r為右缸摩擦力；m為運(yùn)動(dòng)組件質(zhì)量；a為加速度；pl為左缸壓力；pr為右缸壓力；Sp為活塞面積；x0為組件位置.

圖2 運(yùn)動(dòng)組件的受力分析圖Fig.2 Force analysis diagram of moving parts

根據(jù)牛頓第二定律，可得到質(zhì)量為m的運(yùn)動(dòng)組件的動(dòng)力學(xué)模型如下：

式中：pl（t）和pr（t）分別為左、右兩缸內(nèi)的氣體壓力；D為缸徑.

2 啟動(dòng)過程建模與仿真分析

為簡化控制，假定啟動(dòng)過程中電機(jī)施加的驅(qū)動(dòng)力為某一定值.當(dāng)運(yùn)動(dòng)組件由一側(cè)向另一側(cè)加速運(yùn)動(dòng)過程中，氣缸內(nèi)密封的氣體壓力逐漸升高并超過電機(jī)驅(qū)動(dòng)力，從而迫使運(yùn)動(dòng)組件速度下降.由此提出一種基于速度信號(hào)的直線發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)力換向策略，即控制器在運(yùn)動(dòng)組件的速度為零時(shí)控制啟動(dòng)力換向.

為研究該換向策略下系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)組件的運(yùn)動(dòng)特性及啟動(dòng)性能，在已建立數(shù)學(xué)模型［7］的基礎(chǔ)上對直線發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)過程進(jìn)行動(dòng)力學(xué)建模，其控制流程圖如圖3所示.模型的輸入?yún)?shù)如表1所示.

圖3 系統(tǒng)啟動(dòng)過程流程圖Fig.3 Flow chart of system starting process

表1 仿真基本輸入?yún)?shù)表Tab.1 Input parameters for simulation

采用基于速度信號(hào)的啟動(dòng)力換向策略時(shí)，控制器將根據(jù)運(yùn)動(dòng)組件的速度信號(hào)自動(dòng)判斷啟動(dòng)電流方向，故除啟動(dòng)力大?。麱e｜外無需事先設(shè)定其他控制參數(shù).

圖4給出了｜Fe｜＝135N的啟動(dòng)工況下運(yùn)動(dòng)組件的速度（v）-位移（x）曲線.圖5為此時(shí)運(yùn)動(dòng)組件運(yùn)動(dòng)頻率的變化趨勢.

圖4 ｜Fe｜＝135N時(shí)運(yùn)動(dòng)組件的速度－位移曲線Fig.4 Velocity and displacement of moving parts，｜Fe｜＝135N

由圖4，5可見，隨著啟動(dòng)過程的進(jìn)行，運(yùn)動(dòng)組件直線往復(fù)運(yùn)動(dòng)的頻率及每循環(huán)的行程長度逐漸增大.當(dāng)啟動(dòng)過程進(jìn)行到第5行程接近結(jié)束時(shí)，運(yùn)動(dòng)組件成功到達(dá)點(diǎn)火位置，火花塞首次點(diǎn)火，右缸中被壓縮的混合氣燃燒產(chǎn)生爆發(fā)壓力，運(yùn)動(dòng)組件加速向左運(yùn)動(dòng).此時(shí)，直線發(fā)動(dòng)機(jī)雖已點(diǎn)火成功，但電磁啟動(dòng)力尚未撤去，直至霍爾傳感器檢測到運(yùn)動(dòng)組件的運(yùn)行頻率超過預(yù)定上限后，電控單元自動(dòng)切斷啟動(dòng)回路，撤消啟動(dòng)力.至此，直線發(fā)動(dòng)機(jī)完成啟動(dòng)，開始正常工作.

圖5 ｜Fe｜＝135N時(shí)運(yùn)動(dòng)組件的頻率變化曲線Fig.5 Frequency of moving parts，｜Fe｜＝135N

另外，從圖5還可發(fā)現(xiàn)，直線發(fā)動(dòng)機(jī)從第4循環(huán)開始運(yùn)行頻率基本穩(wěn)定，進(jìn)入穩(wěn)定怠速運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài).

圖6，7為運(yùn)動(dòng)組件的位移和電磁力隨時(shí)間變化曲線以及速度和電磁力隨時(shí)間變化曲線.可以看出，采用基于速度信號(hào)的啟動(dòng)力換向策略時(shí)，直線發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)如下：

（1）啟動(dòng)過程中，運(yùn)動(dòng)組件的位移－時(shí)間曲線近似于正弦分布，且頻率、幅值隨時(shí)間明顯逐漸增大.可見，該換向策略下啟動(dòng)過程是直線發(fā)動(dòng)機(jī)逐漸積累啟動(dòng)能量的過程.該啟動(dòng)能量來自于啟動(dòng)蓄電池，能量以運(yùn)動(dòng)組件動(dòng)能和發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)氣體壓縮能的形式積累儲(chǔ)存.

（2）啟動(dòng)力換向頻率與運(yùn)動(dòng)組件往復(fù)運(yùn)動(dòng)頻率相同.由圖7可看出，啟動(dòng)力方向始終與運(yùn)動(dòng)組件的運(yùn)動(dòng)方向相一致，表明電磁啟動(dòng)力在整個(gè)啟動(dòng)過程中始終對運(yùn)動(dòng)組件作正功，即蓄電池所提供的電能完全用于拖動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)組件啟動(dòng)，除直線電機(jī)效率損失外，理論上無電能的浪費(fèi).

為保證直線發(fā)動(dòng)機(jī)能夠正常啟動(dòng)，需要對啟動(dòng)力控制參數(shù)的范圍進(jìn)行限定.一方面，考慮到功能的實(shí)現(xiàn)，要求運(yùn)動(dòng)組件在第5行程末期能夠到達(dá)預(yù)設(shè)的初次點(diǎn)火位置.由圖8可知，第5行程末最大位移無法達(dá)到點(diǎn)火位置.結(jié)合圖4，可取啟動(dòng)力下限值為135N.

圖8 ｜Fe｜＝130N時(shí)運(yùn)動(dòng)組件的速度－位移曲線Fig.8 Velocity／displacement of moving parts，｜Fe｜＝130N

另一方面，由于沒有曲柄連桿機(jī)構(gòu)的約束，直線發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火后容易因?yàn)閱?dòng)推力的繼續(xù)作用而造成壓縮比過大的現(xiàn)象，引起爆燃，造成零件損壞.故考慮到運(yùn)行安全性，應(yīng)使直線發(fā)動(dòng)機(jī)在首次點(diǎn)火成功后、電機(jī)啟動(dòng)力撤消前的過渡階段中，壓縮比始終保持在合適的范圍內(nèi).由圖9可知，第6，7行程結(jié)束時(shí)，活塞位移顯著超出穩(wěn)定運(yùn)行位置，導(dǎo)致此時(shí)壓縮比已接近9.0，則啟動(dòng)力上限值取為150N.

圖10為不同啟動(dòng)力大小作用下運(yùn)動(dòng)組件的運(yùn)動(dòng)特性圖.從圖中可以看出，直線電機(jī)所施加的啟動(dòng)力越大，運(yùn)動(dòng)特性曲線的幅值與頻率也越大，這就意味著運(yùn)動(dòng)組件在啟動(dòng)的各個(gè)行程中所能到達(dá)的極限位置越遠(yuǎn)，且啟動(dòng)時(shí)間更短.

加大啟動(dòng)力可縮短直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)的啟動(dòng)時(shí)間，但這是以增大啟動(dòng)平均功率為代價(jià)的.圖11為系統(tǒng)采用不同大小的啟動(dòng)力啟動(dòng)時(shí)，相應(yīng)啟動(dòng)性能參數(shù)的變化趨勢.可以看出，樣機(jī)啟動(dòng)所需的平均功率在111.60～145.36W范圍內(nèi)變化，而啟動(dòng)時(shí)間為0.181～0.189s，均滿足小于0.4s的一般要求.因此，在可用范圍的下限附近選取啟動(dòng)力大小有利于啟動(dòng)系統(tǒng)的優(yōu)化.

圖11 啟動(dòng)功率、啟動(dòng)時(shí)間與啟動(dòng)力大小的關(guān)系Fig.11 The relationship among starting frequency，time and driving force

3 結(jié)論

本文對直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)的啟動(dòng)條件及過程進(jìn)行了研究，提出了基于速度信號(hào)的啟動(dòng)力換向策略，并通過Matlab／Simulink仿真建模，對該策略下直線發(fā)動(dòng)／發(fā)電機(jī)的啟動(dòng)運(yùn)動(dòng)特性及啟動(dòng)性能進(jìn)行了分析，得出以下結(jié)論：

（1）直線發(fā)動(dòng)機(jī)正常啟動(dòng)的關(guān)鍵在于對電磁啟動(dòng)力進(jìn)行精確、適時(shí)的換向控制，以確保運(yùn)動(dòng)組件在啟動(dòng)過程中獲得足夠的壓縮比.且需保證直線發(fā)動(dòng)機(jī)在混合氣點(diǎn)燃后、啟動(dòng)力撤消前，其壓縮比在合適范圍內(nèi)（約6.0～9.0）.

（2）運(yùn)動(dòng)組件在啟動(dòng)過程中做頻率、幅值逐漸增大的直線往復(fù)運(yùn)動(dòng).此時(shí)電磁啟動(dòng)力的換向頻率與運(yùn)動(dòng)組件往復(fù)運(yùn)動(dòng)頻率相同，啟動(dòng)力始終做正功，能量損耗小.

（3）在可用范圍的下限（本文條件下為135N）附近選取啟動(dòng)力大小有利于啟動(dòng)系統(tǒng)的優(yōu)化.

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