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本章2.3节中介绍了通过机械匹配与开发解决某直连式增程器在开发过程中曲轴主轴颈、轴瓦异常磨损的问题，改进飞轮后的增程器也通过了1000h台架耐久试验的验证。而另一款直连式增程器虽在开发过程中并未出现主轴颈、轴瓦异常磨损的现象，但在搭载整车后进行样车道路测试时出现了多例双质量飞轮内部弹簧变形、花键毂断裂的故障。本节将针对此双质量飞轮失效问题实例主要通过轴系控制策略途径展开详细的原因分析、提出解决方法，并再次进行实车验证，为增程器的轴系匹配和开发及在整车上的集成应用提供实际的工程参考。
图2-29列出了增程器双质量飞轮的失效原因。
增程式车辆中的双质量飞轮内部弹簧变形、花键毂断裂的原因可能是图2-29列出的任意一项或者几项，导致飞轮的工作条件超出了其使用极限。图2-30所示为双质量飞轮示意，由初级飞轮、次级飞轮、起动齿圈、弧形弹簧、盖板及花键毂等组成。受其自身扭转特性的限制，增程器中的双质量飞轮在非正常的工作条件下，飞轮弹簧及花键毂均有变形、断裂的风险。
图2-29 增程器双质量飞轮的失效原因
图2-30 双质量飞轮示意
制造商通过其设计工艺及大量的试验结果表明，该双质量飞轮的内部弹簧在受到358.61～385.98N·m的转矩时即可被压并圈，1500～3000N·m为告警转矩。1500N·m可作为双质量飞轮在增程器应用中的安全设计限值，3000N·m以上则会达到内部弹簧的弹性极限，极易造成飞轮的损坏。在此，以双质量飞轮所能承受的极限冲击转矩3000N·m为依据，再结合式（2-14）可计算出初级、次级飞轮端，即飞轮连接发动机和连接发电机端的角加速度极限值，分别为22488rad/s2和15000rad/s2，根据这两个角加速度值即可判断双质量飞轮的工作极限。
式中， T 为双质量飞轮在与曲轴垂直的横截面上所受到的转矩（N·m）； I 为转动惯量（kg·m 2 ）；d ω /d t 为角加速度（rad/s2）。
双质量飞轮两端的转动惯量等特性参数见表2-6。
表2-6 双质量飞轮两端的转动惯量等特性参数
注：1.飞轮连接发动机端的转动惯量为发动机与初级飞轮的转动惯量之和。
2.飞轮连接发电机端的转动惯量为发电机与次级飞轮的转动惯量之和。
为了分析增程式车辆在运行过程中增程器的双质量飞轮的受力情况，需要进行试验测试，飞轮测试设备及传感器安装如图2-31所示。在发电机壳体上对应初级、次级飞轮处分别打孔安装两个转速传感器，连接设备PikesPeak对初级飞轮和次级飞轮的实时转速进行脉冲信号采集，采集频率均为50MHz。采集的信号经分析处理软件转换成转速数据，再通过初级、次级飞轮转速计算出初级、次级飞轮之间的相位差，从相位差可以判断双质量飞轮是否已达到压并圈的程度；也可计算出初级、次级飞轮端的角加速度，再由式（2-14）可计算出飞轮受到的冲击转矩。对于不同的增程器运行工况，可选择不同的评价指标（初级/次级飞轮之间的相位差、初级/次级飞轮端的角加速度或飞轮受到的冲击转矩）。
图2-31 飞轮测试设备及传感器安装
针对增程式车辆在道路测试中出现多例双质量飞轮内部弹簧变形、花键毂断裂的问题，依据图2-29所列原因，对设计图样、装配工艺、使用工况、油品特性等因素进行了逐一排查，最终将主要原因归类锁定为起动策略不合理、发动机爆燃、失火及燃油油品不合格这四项，下文将结合理论分析及试验验证等进行详细的叙述。
某增程式车辆出现双质量飞轮花键毂断裂现象，飞轮花键毂断裂实物如图2-32所示，花键毂的断口方向呈逆时针偏转，与图示箭头的发动机旋转方向一致。通过对故障现象及数据进行分析，主要是由增程器在起动过程中的共振、疲劳等因素不断累积造成的。
图2-32 飞轮花键毂断裂实物
根据图2-32中飞轮花键毂的断痕方向，可判断在断裂时刻是发电机旋转相位在前、发动机在后，即在发电机拖动发动机旋转的起动阶段。因此推测是由于增程器在起动过程中的控制策略不合理引起了轴系的共振。由于当时增程器控制策略中的电机起动转矩较小，起动过程经过轴系共振区的时间较长，双质量飞轮承受的共振冲击时间就较长，且冲击载荷使初级、次级飞轮间的相位差超过了极限值，导致了飞轮花键毂的断裂。
由于双质量飞轮中有两级弹簧，一、二级弹簧刚度下对应的增程器轴系共振频率 f 分别是7.247Hz、12.636Hz，其计算公式为
式中， K 为双质量飞轮内部弹簧的刚度（N·m/rad）； J 1 、 J 2 分别为双质量飞轮连接发动机端、发电机端的转动惯量（kg·m 2 ）。
增程器在起动时，发动机缸内燃烧做功对轴系旋转有激励作用，轴系两个共振频率下对应的共振转速 r 分别为290r/min、505r/min，若以20%的浮动范围计算，对应的两级共振转速带分别为232～348r/min、404～606r/min，其计算公式为
式中， n 为发动机点火做功激励力矩谐次（三缸四冲程发动机是曲轴转两圈共点火做功三次，即 n 为1.5的倍数），发动机每次点火做功将引起一次振动，在此，只考虑起动转速范围的激励， n 取值1.5。
双质量飞轮花键毂断裂时的起动策略是：RECU在接收到VCU发送的起动指令后，先检测增程器各部件的状态，若无故障则开始起动增程器，发送起动指令给ECU和GCU，即RECU发送允许发动机开始喷油的指令（转速值）给ECU（发动机自检测到有转速信号即开始点火，RECU不控制ECU的点火指令），同时以查表的方式给定电机一个特定转矩拖动发动机旋转起动。待发动机转速提高到某一值时，电机的驱动转矩下降至零，发动机开始着火进入怠速运转。该起动策略在增程器搭载整车前未经过频繁的起动试验验证，因此，针对增程式车辆中双质量飞轮损坏问题，在增程器台架上对起动策略进行了以下两种试验条件下的故障排查。
第一种是验证单独的起动策略（不包含发动机做功激励）对轴系共振的影响，具体试验条件如下：
1）发动机不喷油、不点火，以消除发动机做功激励对轴系振动的影响。
2）发电机起动，开始拖动发动机，发电机以80N·m的转矩拖动发动机到350r/min时开始卸矩，450r/min时完成卸矩，发动机、发电机自由运转降速直至停机。
3）每个循环间隔10s，直到飞轮损坏或5万次循环结束。在起动试验进行到626次时，飞轮断裂，断裂现象与图2-32一致。因为在试验过程中，电机起动转矩加载的转速区间较小，在达到350r/min时即开始卸矩，待电机转速450r/min时完成卸矩后，增程器转速先是升至500r/min以上，再逐渐降至500r/min以下直至停机，整个起动过程中增程器在轴系共振转速区间（232～606r/min）停留时间较长，飞轮受到的冲击较大。
第二种是验证整车发生故障时的起动策略（包含发动机做功激励）对轴系共振的影响，并对双质量飞轮初级、次级相位差进行测试（在起动阶段采用相位差进行评估更为直接），具体试验条件如下：
1）发动机正常喷油、点火（发动机自200～300r/min开始喷油点火）。
2）发电机起动，开始拖动发动机，发电机以80N·m的转矩拖动发动机到650r/min后开始卸矩，750r/min时完成卸矩，发动机、发电机自由运转降速直至停机。
3）安装两个转速传感器测量初级、次级飞轮间的旋转相位差。
图2-33所示为飞轮损坏时对应的增程器起动转矩，Z表示发电机的起动转矩，X表示增程器的转速。
图2-33 飞轮损坏时对应的增程器起动转矩
图2-34所示为飞轮损坏时对应的增程器起动特性曲线，该特性曲线显示了相应的初级、次级飞轮间的相位差，最大达到了111°，远超过了其极限相位差（80.5°）。在起动试验进行到156次时，故障再现，飞轮断裂迹象仍与图2-32一致。因为发动机自200～300r/min即开始工作，发动机做功激励加剧了轴系在共振转速区间（232～606r/min）内的振动。
图2-34 飞轮损坏时对应的增程器起动特性曲线
为设计出合理的起动策略，列出了多种具体参数测试方案及测试结果，表2-7为起动策略测试方案及结果的汇总。由于起动转矩及卸矩转速决定的增程器起动过程在轴系共振区间内的停留时间影响飞轮的工作条件，且发动机缸内燃烧做功的激励作用会加剧增程器轴系的共振效应，直接影响初级、次级飞轮之间的相位差，而RECU仅通过发送开始喷油的转速指令给ECU，从而决定发动机的燃烧做功转速。因此，起动策略测试方案中考虑三个主要参数的变化：起动转矩、卸矩转速及开始喷油的转速。重点在起动转矩80N·m、卸矩转速650～750r/min的工况中评估不同喷油转速（为了避开轴系共振区间232～606r/min，喷油信号转速设置为大于或等于600r/min，实际燃油喷射时刻有延迟）对初级、次级飞轮之间相位差的影响。
表2-7 起动策略测试方案及结果的汇总
通过对表2-7中起动策略方案的测试，得出了以下结论：
1）发动机开始喷油转速设置为大于或等于600r/min，对初级、次级飞轮相位差基本无影响。
2）当起动转矩处于80～150N·m之间时，初级、次级飞轮相位差均在飞轮的极限范围内。
3）起动转矩超过150N·m时，均存在怠速时转速超调过大的现象。如当以170N·m转矩起动时，初级、次级飞轮相位差最大为38.3°，飞轮所承受的冲击最小，但增程器转速超调超过1500r/min，导致起动过程中的NVH较差。
4）当以150N·m转矩起动时，初级、次级飞轮相位差最大为42.4°，增程器转速也无明显超调现象，起动效果改善明显，如图2-35所示。
图2-35 优化后的起动策略
因此，选定优化后的起动策略如下：
1）设置发动机开始喷油转速为600r/min。
2）设置增程器起动转矩为150N·m。
3）设置电机开始卸矩转速为750r/min，到900r/min时完全卸矩至零。因为相比于传统发动机的起动机，增程器的高压电机可拖动发动机至更高转速再卸矩，在保证起动转速超调可控的前提下，提高卸矩转速可有效减缓传统发动机起动时混合气加浓的程度，达到降低起动油耗的目的。
优化后的起动策略需要经过增程器台架5万次起停试验验证：每次起动时间为1s，过渡时间为2s，起动成功后运行6s开始停机，共计时间 t 1 约9s，然后进行第二次起动；从起动到停机完成一次循环工况，每次循环工况共计时间 t 约10s。起停耐久试验工况循环示意如图2-36所示。
上述优化后的起动策略不仅经过了增程器台架5万次起停的考验，还顺利通过了增程式整车3万km的道路耐久性验证。台架及整车耐久试验后均对增程器进行了拆解，耐久试验后拆下的飞轮实物如图2-37所示，飞轮花键套无异常磨损，花键毂也无裂纹或变形等异常现象，证明了优化后的起动策略可靠、有效。
图2-36 起停耐久试验工况循环示意
图2-37 耐久试验后拆下的飞轮实物
某增程式开发样车在30min增程混动模式、最高车速为130km/h试验时出现了双质量飞轮花键毂断裂的故障。图2-38所示为飞轮花键毂断裂实物，飞轮花键毂变形方向为顺时针，飞轮内部未出现油脂泄漏，密封完好，弹簧变形严重，无法恢复原状，弹簧一端底部断裂，受力方向与花键毂断裂相一致。
图2-38 飞轮花键毂断裂实物
由于飞轮花键毂的变形呈顺时针方向，与发动机旋转方向相反，说明断裂发生时发动机相位在前、发电机相位在后，即在发动机带动发电机发电的过程中。根据整车实际运行条件，设计了一系列增程器发电状态下可能导致飞轮花键毂断裂的测试工况，测试工况及结论汇总见表2-8，测试工况中的10kW、20kW、30kW、40kW、50kW、60kW对应的转速分别为1500r/min、2000r/min、2500r/min、3000r/min、3500r/min、4000r/min。通过对这些工况下飞轮在发动机和发电机端产生的角加速度值的测量，判断是否超过飞轮的承受极限（增程器在某些工况下会瞬时产生较大的冲击，可以通过采集角加速度计算冲击转矩，用于判断是否超过飞轮的承受极限）。
表2-8 测试工况及结论汇总
表2-8中结论有异常的发动机爆燃工况的测试结果如图2-39所示，控制中冷后的进气温度，设定发动机爆燃情况，直至RECU收到故障信号停机。在这个过程中，测试出连接发动机端的初级飞轮的角加速度最大约为40000rad/s2，对应飞轮的最大冲击转矩约为5000N·m，已远超过了飞轮可允许承受的极限冲击（3000N·m）。试验后对飞轮进行了拆解，花键毂虽未完全断裂，但已严重变形，变形方向与图2-38相似。
结合此故障再现的试验现象及测试结果，可以解释飞轮花键毂断裂的原因：在130km/h的高车速行驶工况下，增程器运行于60kW，发动机的转速及负荷也相对较高，发动机排温也高，涡轮增压水平得以提高，增压器出口处的压缩空气温度就高，相应地，经过中冷器之后的空气温度就高，较高的进气温度进入发动机之后就会导致发动机燃烧相位提前。燃烧相位提前则会引起爆燃。由于该增程式样车在高车速运行工况下飞轮花键毂断裂时发动机还未进行高温环境下的标定，ECU无法推迟点火角以避免爆燃。发动机发生爆燃时，缸内燃烧不稳定且压力会急剧升高，其振动冲击会引起发动机转矩突变、增程器转速波动，初级、次级飞轮的角加速度剧增，致使初级、次级飞轮间的冲击转矩增大，最终导致飞轮花键毂的断裂。
发动机爆燃不仅会损坏飞轮等零部件，还会导致如下一系列问题：
1）发动机输出功率、热效率降低。轻微的爆燃可改善发动机的动力性和经济性，但严重的爆燃将引发局部燃烧处的压力和温度突增，使气缸内的压力来不及平衡。这时的化学反应速率高于气体膨胀速率，在燃烧室的自燃区会形成一个压力脉冲，并急速向四周传播，在活塞顶面、气缸壁面与气缸盖底面多次反射。由于冲击压力波会破坏气缸壁面层流边界，使经由气缸壁面的传热损失增加；另外，压力波的作用力有时与发动机的活塞运动方向相反，从而阻碍发动机的运转。因此，强烈爆燃将导致发动机的输出功率及热效率降低。
图2-39 飞轮在发动机端的角加速度等试验数据1
2）燃烧室积炭，冒黑烟。发动机发生爆燃时，自燃区的局部高温会使燃烧物产生热分解，产生游离碳，这些非正常燃烧而产生的游离碳会黏附在发动机的活塞、气缸壁、气缸盖及气门上，逐渐形成积炭。积炭不仅会造成发动机热效率的极大降低，还是发动机发生严重爆燃的主要原因之一，这就使得发动机进入一个恶性循环。另外，在缸内燃烧的末期，气体急剧膨胀，气缸内的压力和温度下降过快，游离碳不能及时形成CO 2 就通过汽车的排气管排出，呈现出大量冒黑烟现象，造成环境污染。
3）气缸过热，破坏气缸表面油膜，造成润滑恶化。发动机气缸壁面的油膜作用之一是阻止燃气向壁面的热传导，而发动机发生爆燃时产生的压力波和高温气体对壁面会进行反复的冲击，破坏气缸壁面的油膜，从而使活塞面、气缸盖因高温发生局部表面的熔化和灼蚀。
表2-8中结论有异常的发动机失火工况的测试结果如图2-40所示，模拟发动机失火状态（拔掉喷油器插头），以2kW为步长增加发动机功率，直至发动机转速明显下降且无法稳定运转为止。试验测出飞轮在发动机端的角加速度最大约为18000rad/s2，对应的飞轮受到的最大冲击转矩约为2300N·m，已达到告警转矩值（1500～3000N·m）。
图2-40 飞轮在发动机端的角加速度等试验数据2
针对发动机因爆燃导致飞轮花键毂断裂等诸多危害，要从发动机控制和增程器控制两方面进行整改。
发动机控制：进行高温标定试验，控制发动机进气温度不能过高，如果进气温度过高，对应的保护策略如下：
1）当发动机因进气温度高（如大于40℃）且有爆燃倾向时，ECU要进行点火角推迟保护，推迟步长为0.75°CA，最大推迟角为12°CA。
2）ECU根据发动机的进气温度对进气量进行限制，调整进气压力，降低进气温度，减少爆燃风险，表2-9为发动机ECU中相对进气量脉谱图[X表示进气温度（°），Y表示发动机转速（r/min），Z表示相对于标准状况下的进气量比例]。
表2-9 发动机ECU中相对进气量比例（Z）
正规标定后的ECU虽可通过推迟点火角避免发动机爆燃，但点火推迟角最大值为12°CA，为进一步避免发动机在特殊情况下的爆燃，应在增程器的控制策略中增加第二重保险。如当发动机爆燃无法受ECU控制时，RECU会根据爆燃引起的转速、转矩波动触发故障保护，使增程器降功率进入怠速状态；RECU也会根据进气温度对增程器功率进行不同程度的限制，以避免进气温度过高导致发动机爆燃：
1）进气温度≥80℃时，限制功率≤40kW。
2）进气温度≥90℃时，限制功率≤30kW。
3）进气温度≥100℃时，限制功率≤15kW。
4）进气温度≥110℃时，限制功率为0kW。
5）进气温度≤76℃时，不设限制。
针对因发动机失火导致的飞轮花键毂断裂情况，要在发动机控制和增程器控制中增加失火诊断功能。发动机失火监测的基本原理是基于每个气缸独立燃烧过程中对应的曲轴角加速度。每个气缸内的燃烧做功推动曲轴旋转会产生一定的角加速度。为计算曲轴的角加速度，需将曲轴上安装的信号轮分割为几个区间段。通过发动机曲轴位置/转速传感器监测信号轮的信号，计算曲轴转过信号轮各分段窗口的时间，即可计算出各气缸做功时对应的曲轴角加速度。当某一气缸未燃烧或燃烧不充分时，曲轴位置/转速传感器监测到的经过信号轮相应分段窗口的时间会更长，该分段窗口对应的曲轴角加速度将超出失火阈值，ECU就认为监测到失火。ECU在失火监测周期内统计的加权计数超过标定阈值时诊断为失火故障，再将故障上报给RECU。RECU根据失火故障等级做进一步处理，如停机等，从而避免发动机继续在某缸失火的不正常状态下工作。
在增程式车辆高温标定试验及针对失火诊断功能整改之后，对增程式车辆进行了双质量飞轮角加速度等的复测，双质量飞轮角加速度等复测工况及结果汇总见表2-10，结果显示飞轮没有再次出现过大的冲击转矩。增程式车辆也顺利通过了在新疆吐鲁番地区的高温试验及整车3万km耐久试验的验证，试验后双质量飞轮完好无损。
表2-10 双质量飞轮角加速度等复测工况及结果汇总
已通过控制策略规避了上述起动策略、爆燃和失火问题的某增程式车辆在增程器运行过程中仍然出现了飞轮花键毂断裂的故障，飞轮花键毂断裂故障拆解实物如图2-41所示。拆解结果显示：火花塞严重积炭，如图2-41a所示；飞轮花键毂断裂，如图2-41b所示，断口呈顺时针方向。
图2-41 飞轮花键毂断裂故障拆解实物
由于故障车辆仅行驶了2500km，火花塞已严重积炭，怀疑与燃油油品有关。因此，特将全新机油、正常运行一定里程数的机油和故障车的发动机机油进行了检测对比分析。分析方法采用ASTM D3525—2004《使用气相色谱法测定使用的汽油机油中汽油稀释剂的标准试验方法》，即利用物质的吸附能力、溶解度、亲和力、阻滞作用等物理性质的不同，对混合物中各组分进行分离、分析的方法。该方法基于不同物质在相对运动的两相中具有不同的分配系数，当这些物质随流动相移动时，就在两相中进行反复多次分配，使原来分配系数只有微小差异的各组分得到很好的分离。三组机油的对比图谱如图2-42所示，横坐标表示样品从开始进入检测设备到检测完成所用的时间，纵坐标表示样品经分离器分离后不同组分进入鉴定器，不同浓度鉴定器显示的电压值不同，浓度越大，电压值越高。随着检测时间的增加，波峰越晚出现代表该分离物质密度越大。
图2-42 机油对比图谱
根据图2-42所示的机油对比图谱，可得出以下结论：
1）0～7.5min，故障车机油与正常使用过的机油图谱基本重合，在7.5min之前的分离物质组分正常，分离出的物质与汽油强相关。
2）7.5～15.5min之间，仅故障车机油出现多处波峰，说明样品中含有异常物质，且该物质的密度介于汽油和机油之间。
3）15.5～25min，三种机油图谱基本重合，故障车机油分离的物质组分正常。
上述分析表明，故障车的燃油中混入了较汽油重、较机油轻的成分，后期调查也证实了在此汽油增程式车辆的油箱中误加入了一部分柴油。混有柴油的汽油在气缸内未完全燃烧，并通过气缸壁与活塞之间的缝隙进入油底壳。汽油中混入柴油会导致发动机火花塞、燃烧室等积炭，使发动机频发爆燃；火花塞积炭会降低点火能力，容易造成缸内失火。关于爆燃和失火引起增程器飞轮花键毂断裂的原理及控制规避措施在2.4.3节中已有详细介绍，在此不再赘述。此次误加入柴油的汽油增程式车辆虽已有常规的ECU和RECU对爆燃和失火的控制规避策略，如爆燃时点火角一般推迟3°～4°CA即可，但汽油燃料中混入柴油引起了持续高强度的爆燃，并伴随有不规律的失火（尚未达到标定的失火故障阈值，ECU未报失火故障），最终导致了飞轮花键毂的断裂。
为了验证在汽油中混入部分柴油后对增程器起动和运转工况的影响，特设计了如下增程器台架试验：
1）汽油中混入不同体积比例的柴油：0、5%、8%、10%、15%、20%、25%、30%。
2）增程器运行工况：起动—怠速—15kW—30kW—40kW—45kW—停机。
3）采集缸压信号，爆燃传感器接上音响，用于监控爆燃情况。
4）通过ECU控制界面监控发动机失火率、点火提前角和转速稳定性。
5）每缸均安装新火花塞。
试验结果如下：
1）采用混有上述体积比例柴油的汽油，增程器可正常起动、停机。
2）采用混有上述体积比例柴油的汽油，增程器15kW功率能平稳运行，但随着柴油比例的增加，爆燃退角逐步增大，即点火提前角逐步减小。当柴油体积比例达到30%时，爆燃退角已达到极限值12°CA，仍存在爆燃。燃油特性与增程器发动机点火角等的关系如图2-43所示。
图2-43 燃油特性与增程器发动机点火角等的关系
3）在循环工况测试中，当柴油体积比例小于25%时，30kW和45kW均可稳定运行；当柴油体积比例为30%时，30kW能稳定运行，40kW波动变大，45kW无法运行。
4）油品试验后的火花塞如图2-44所示，火花塞有轻微积炭，且螺纹头部潮湿，说明有失火淹缸现象。
图2-44 油品试验后的火花塞
综合上述分析，如果增程器所用燃油的油品不佳，则会影响增程器大功率的正常运行，出现发动机抖动、爆燃、积炭等现象。为更加完善增程式车辆对增程器的保护功能，ECU和RECU的控制策略中除了有常规的规避爆燃和失火措施，还应考虑应对不良油品等特殊情况的控制策略的开发。当然，增程器车辆一定要严格遵循使用规范，采用合格的燃油。