CN102365444B - 内燃机的旋转系统中的联轴器的监测 - Google Patents

Abstract

本发明涉及内燃机的旋转系统中的联轴器的监测方法，其中，测量(110、130)所述联轴器的各侧上的角速度。该方法包括以下步骤：通过改变所述内燃机的汽缸方面的燃料喷射来激发所述联轴器的动态特性；根据角速度测量来确定汽缸方面的影响；以及通过结合预定的发动机参数和传动系统参数分析所述确定的影响来估计所述联轴器的所述动态特性。本发明还涉及控制单元和监测系统。

Description

内燃机的旋转系统中的联轴器的监测

技术领域

本发明涉及内燃机的旋转系统的动力学，具体地说，涉及内燃机的旋转系统中的联轴器(coupling)的动力学。

背景技术

旋转系统是指经由曲轴(crankshaft)和互连联轴器来传送内燃机所产生的旋转运动的系统。旋转系统包括例如内燃机的曲轴、挠性联轴器、转子、传动轴(propellershaft)、齿轮(gear)等。

旋转系统的动力学对发动机性能具有直接影响。而且，旋转系统的扭力(torsional)特性对速度控制器和关联过滤器的性能具有直接影响。

为了保持恒定发动机速度，需要人工确定适当的控制器参数，以实现针对瞬态和稳态载荷条件所需要的行为。必须确定合适的速度-过滤器参数，以动态地分离(decouple)发动机与载荷，从而防止速度控制器与挠性联轴器的谐振频率和多个发电机组之间的动态链接这两者相互影响。

可以确定针对控制器参数和过滤器参数的标称值，但是因为实现最优性能而通常需要现场人工地重新调节(retune)。

用于点火失败(misfire)的自动检测和汽缸(cylinder)平衡的许多方法使用根据曲轴角速度的测量的气压扭矩(gas torque)的重建(reconstruction)。另外，对于中速发动机来说，通常必需考虑挠性联轴器的动力学。通常由制造商给出针对挠性联轴器的动力学特性的标称值(但是是近似的)。

为避免机械组件的过度磨损，出于安全原因，重要的是，监测低速发动机和中速发动机的曲轴的振动器行为。通常通过测量旋转系统的两个位置中的一个位置的振动行为来进行挠性联轴器的监测。通过连续监测例如联轴器的扭转(twist)并且确保振幅不超过确定的限制，来确保该条件。然而，该方法仅用作用于避免过量载荷情况的手段，而不提供与联轴器的实际状态(health)相关的任何信息。因此，可能的情况是，由于先验重度过载而导致联轴器的固有频率(natural frequency)显著变化，使得联轴器的固有频率移动到接近燃料燃烧所激发的多个扭矩阶次(torque order)中的一个。因为这些低扭矩阶次振幅是汽缸的相对输出影响的函数，并且可以暂时较低，所以不能通过监测联轴器的当前扭转来检测危险情况。

发明内容

本发明的目的是监测内燃机的旋转系统中的联轴器的关键动态参数。

在本发明的一示例性实施方式中，存在一种能够确定内燃机的旋转系统中的联轴器的关键动态参数的方法。

在本发明的另一示例性实施方式中，存在一种能够确定内燃机的旋转系统中的联轴器的关键动态参数的系统。

在本发明的另一示例性实施方式中，存在一种能够确定内燃机的旋转系统中的联轴器的关键动态参数的装置。

所监测的联轴器是具有与所述系统相关的动态特性的一个或多个经连接的旋转组件。组件可以是例如挠性联轴器、转子、轴、齿轮等。

可以通过测量所述联轴器的两侧上的角速度并且使用汽缸(cylinder-wise)喷射燃料量的调节来估计所述联轴器的诸如刚度(stiffness)和粘滞阻尼(viscous damping)的动态参数。

所喷射的燃料量的调节用于激发扭转振动动力学，即，通过角速度测量来监测所述联轴器在不同的燃料喷射设定点期间的行为。随后可以估计和监测所述联轴器的刚度和阻尼。

可以通过所喷射的燃料量方面的偏移变化来确定(identify)动态参数、刚度和粘滞阻尼。燃料量的变化量可以保持相对较小。可以利用2％-20％(更有利的是4％-12％，以及最有利的是5％-10％)的燃料量变化来激发动力学。利用对所喷射的燃料量的相对较小的调节来限制对所述系统的其余部分的影响。

利用汽缸燃料喷射调节的优点在于通过仅影响所述发动机系统中的一个部件来实现监测。

还可以在对系统输出没有任何显著影响的情况下执行监测，因为一个汽缸中的燃料喷射方面的变化可以利用到一个或更多个其它汽缸中的燃料喷射方面的相对变化来补偿。

因此，按照这种方式并且按照这种量来影响(affect)所述系统，以使得本发明的监测可以被设置为可以在正常工作期间以及在低载荷情况下使用的在线应用。

附图说明

现在将参照附图来通过示例描述本发明，附图中：

图1例示了作为双质量集总模型(two-mass lumped model)的发动机系统模型的示例；

图2示出了针对示例性六缸发动机描绘了针对阶次(order)1/2、1和3/2的相位角(phase-angle)图；

图3示出了所测量的气压扭矩及其三个最低扭矩阶次；

图4例示了连接到无限大容量母线(infinite bus)的六缸直列式发动机和发电机的发动机系统模型；

图5示出了针对用于图4的六缸发动机的阶次1/2、1和3/2的确定的相位角图；

图6示出了针对阶次1/2的估计相位角图；

图7示出了挠性联轴器的估计刚度；

图8示出了针对阶次1/2和1的估计相位角图；

图9示出了阻尼的估计值的发展(development)；

图10示出了针对阶次1/2的测试六缸发动机的确定的相位角图；

图11A示出了在20％的发动机载荷下针对阶次1/2的估计相位角图；

图11B示出了在50％的发动机载荷下针对阶次1/2的估计相位角图；

图12示出了针对阶次1/2和1的估计相位角图；

图13示出了发动机上的挠性联轴器的刚度和阻尼的估计结果；

图14示出了用于监测内燃机的旋转系统中的动态特性的监测系统的一个实施方式；

图15公开了从飞轮(flywheel)接收到的和从转子接收到的示例测量结果；以及

图16是公开监测方法的示例的流程图。

具体实施方式

现在将参照附图在下文中更充分地描述对本发明的讨论，其中示出了本发明的一些实施方式而不是全部实施方式。实际上，本发明可以按照许多不同的形式来具体实现，而不应当被理解为限于这里阐释的实施方式；相反，提供这些实施方式，以使得本公开满足可适用的法律要求。

内燃机的基本动力学

在本部分中，对内燃机的基本动力学进行描述。另外，介绍了对内燃机的曲轴的模型参数的确定。

现在参照图1，图1将发动机系统例示为双质量集总模型。发动机系统(例如，大型中速发动机-发电机组)的主要动态行为总体上可以用图1的双质量集总模型来表示。这里的J₁和J₂分别表示发动机和发电机的惯量(inertia)，K₁和K₂是发动机与载荷之间以及载荷与电网(grid)之间的刚度，C₁和C₂是发动机与转子之间以及转子与电网之间的粘滞阻尼，而D₁是发动机的摩擦力。

图1的振动系统可以表达为

其中，

和分别表示飞轮和载荷的角位置，

和

分别表示飞轮和载荷的角速度，而

和

分别表示飞轮和载荷的角加速度，M_L(t)是影响挠性联轴器的载荷侧的外部载荷扭矩，而M_G(t)是气压扭矩，其取决于燃料喷射。应注意到，粘滞阻尼可以如下表达为刚度的函数

$C=\frac{\mathrm{\κK}}{{\mathrm{\ω}}_n},---\left(3\right)$

其中，ω_n是谐振频率，而κ是相对阻尼系数。

在图2中，针对六缸发动机描绘了针对阶次1/2、1和3/2的相位角图。对于内燃机来说，需要分析N_cyl/2个最低频率(其中，N_cyl是汽缸的数量)，以确定汽缸方面的(cylinder-wise)扭矩贡献。

这可以通过该发动机的特定于发动机的相位角图以及特定于阶次的相位角图来在频域中进行。在图2中，针对点火顺序为1-5-3-6-2-4的六缸发动机描绘了针对阶次1/2、1和3/2的相位角图。应注意到，这些相位角图相对于这些汽缸的上止点(TDC：top-dead-centre)旋转。

对于内燃机来说，这些质量的旋转行为由一组离散的频率构成，而对于四冲程发动机来说，所涉及一组角频率是ω_p＝2πfp，p＝0，1/2，1，3/2，...，其中，f是旋转频率。数字p通常称为频率阶次。在图2中可以看出，各个阶次具有与汽缸的TDC相关的特定相位φ_p。

在图3中，描绘了所测量的气压扭矩51及其三个最低扭矩阶次52、53、54，其中，曲柄角0度对应于汽缸的TDC。标号52表示扭矩阶次1/2，53表示扭矩阶次1，而54表示扭矩阶次1¹/₂。相位φ_p在某种程度上受点火定时和汽缸的当前载荷的影响。然而，在汽缸平衡的情况下，可以假定φ_p恒定。

现在致力于使用发动机模型以及测量飞轮和挠性联轴器的载荷侧的角速度，以重建施加在该飞轮上的叠加(superpose)振荡扭矩。通过调节汽缸方面的燃料喷射持续时间以及分析所述叠加振荡扭矩来激发系统动力学，可以确定所考虑的一组阶次的特定于发动机的相位角图。而且，通过另外利用与最低扭矩阶次φ_p相关的知识来确定挠性联轴器的动力学。

参数估计

曲轴系统的模型(图1)可以按照其正弦和余弦分量来针对M的给定频率ω_p重写为

$M\left({\mathrm{\ω}}_{p}t\right)+M_M\left({\mathrm{\ω}}_{p}t\right)=[-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }+C_1{\mathrm{\ω}}_p({\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }-{\mathrm{\Φ}}_{2,\sin })+K_1({\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }-{\mathrm{\Φ}}_{2,\cos })]\·\cos \left({\mathrm{\ω}}_{p}t\right)+$

$[-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }+C_1{\mathrm{\ω}}_p(-{\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }+{\mathrm{\Φ}}_{2,\cos })+K_1({\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }-{\mathrm{\Φ}}_{2,\sin })]\·\sin \left({\mathrm{\ω}}_{p}t\right),---\left(4\right)$

其中，Φ₁和Φ₂分别是

和

的傅立叶级数。

质量扭矩

作为曲柄机构和活塞的振荡质量的结果是已知的并且可以被补偿。为简明起见，下文将省略该质量扭矩。气压扭矩M(ω_p)可以如下表达为燃料喷射持续时间矢量u的函数

$M\left({\mathrm{\ω}}_{p}t\right)=a_p^{T}u\cos \left({\mathrm{\ω}}_{p}t\right)+b_p^{T}u\sin \left({\mathrm{\ω}}_{p}t\right),---\left(5\right)$

其中，a_p和b_p是与阶次p的相位角图的矢量相关的实值矢量和虚值矢量。通过组合(3)和(4)并且按照它们的正弦和余弦项独立地(seperately)重组这些等式，可以得到

$J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }=C_1{\mathrm{\ω}}_p({\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }-{\mathrm{\Φ}}_{2,\sin })+K_1({\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }-{\mathrm{\Φ}}_{2,\cos })+a_p^{T}u---\left(6\right)$

$J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }=C_1{\mathrm{\ω}}_p({-\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }+{\mathrm{\Φ}}_{2,\cos })+K_1({\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }-{\mathrm{\Φ}}_{2,\sin })+b_p^{T}u,---\left(7\right)$

发动机的惯量的质量矩J₁是公知参数，并且可以根据曲柄机构和活塞的几何形状和质量来计算。傅立叶级数Φ₁和Φ₂可以通过计算所测量的角速度的傅立叶级数来确定。对于较低的频率来说，通常可以假定曲柄是刚性的，这意味着矢量a_p和b_p接近标称值。然而，对于较高的振动频率来说，矢量a_p和b_p将开始偏离。

挠性联轴器制造商通常设置针对联轴器的刚度和粘滞阻尼的值，其中，联轴器的标称值可以改变多达20％。这些不确定性对所重建的扭矩阶次的影响取决于系统动力学和所考虑的频率。

对于发动机-发电机组来说，挠性联轴器的负载侧的旋转主要取决于飞轮的旋转行为，这意味着Φ₁与Φ₂线性相关(dependent)，并且因此参数K₁、C₁、a_p以及b_p不能被唯一地确定。

假设等式(6)和(7)可以被描述为线性回归模型

$y={\mathrm{\θ}}_p^{T}x,$

其中，y是输出，θ_p是针对阶次p的参数矢量，而x是输入矢量或回归量(regressor)。现在可以使用最小均方法或者使用利用指数遗忘(exponential forgetting)或卡尔曼滤波(Kalman-filter)的递归最小二乘方(recursive least-squares)递归地执行在线参数确定，以独立地更新实部分量和虚部分量。

${\widehat{\mathrm{\θ}}}_{p,\cos }\left(k\right)={\widehat{\mathrm{\θ}}}_{p,\cos }(k-1)+K_p\left(k\right)(y_{p,\mathrm{roal}}\left(k\right)-{\widehat{\mathrm{\θ}}}_{p,\cos }{(k-1)}^{T}x\left(k\right))---\left(8\right)$

${\widehat{\mathrm{\θ}}}_{p,\sin }\left(k\right)={\widehat{\mathrm{\θ}}}_{p,\sin }(k-1)+K_p\left(k\right)(y_{p,\mathrm{imag}}\left(k\right)-{\widehat{\mathrm{\θ}}}_{p,\sin }{(k-1)}^{T}x\left(k\right))---\left(9\right)$

如下给出卡尔曼滤波增益

$K_p\left(k\right)=\frac{P_p(k-1)\mathrm{\Δu}\left(k\right)}{R_p+\mathrm{\Δu}{\left(k\right)}^T{P}_p(k-1)\mathrm{\Δu}\left(k\right)}---\left(10\right)$

其中，如下给出协方差矩阵

$P\left(k\right)=P(k-1)-\frac{P(k-1)\mathrm{\Δu}\left(k\right)\mathrm{\Δ}{u\left(k\right)}^{T}P(k-1)}{R+\mathrm{\Δu}{\left(k\right)}^{T}P(k-1)\mathrm{\Δu}\left(k\right)}+Q,---\left(11\right)$

其中，R_p是测量噪声方差，而Q_p是过程噪声的协方差矩阵。

参数估计-相位角图的估计

假设挠性联轴器的动力学是充分公知的，由燃料燃烧所激发的阶次的相位角图可以根据角速度的测量来确定。因此，问题是估计所考虑的一组阶次的相位角图的振幅和相位。下面，可以利用如下给出的已知输出信号来设置线性回归模型

$y_{\cos }\left(n\right)=-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }\left(n\right)+C_1{\mathrm{\ω}}_p({\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }\left(n\right)-{\mathrm{\Φ}}_{2,\sin }\left(n\right))+K_1({\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }\left(n\right)-{\mathrm{\Φ}}_{2,\cos }\left(n\right)),---\left(12\right)$

$y_{\sin }\left(n\right)=-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }\left(n\right)+C_1{\mathrm{\ω}}_p({-\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }\left(n\right)+{\mathrm{\Φ}}_{2,\cos }\left(n\right))+K_1({\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }\left(n\right)-{\mathrm{\Φ}}_{2,\sin }\left(n\right)),---\left(13\right)$

并且如下给出回归量

$x_{\cos }\left(n\right)=a_p^{T}u\left(n\right),---\left(14\right)$

$x_{\sin }\left(n\right)=b_p^{T}u\left(n\right),---\left(15\right)$

参数估计-联轴器的相位角图和刚度的估计

在本部分中，目的是估计一组阶次的相位角图和挠性联轴器的刚度K₁。现在可以将输出信号表达为

$y_{\cos }\left(n\right)=-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }\left(n\right)+C_1{\mathrm{\ω}}_p({\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }\left(n\right)-{\mathrm{\Φ}}_{2,\sin }\left(n\right)),---\left(16\right)$

$y_{\sin }\left(n\right)=-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }\left(n\right)+C_1{\mathrm{\ω}}_p(-{\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }\left(n\right)+{\mathrm{\Φ}}_{2,\cos }\left(n\right)),---\left(17\right)$

并且将回归量表达为

因为不能找到针对回归模型(16)-(19)的唯一解(unique solution)，所以必须添加更多信息，以增加自由度。

回顾(recall)相对于TDC旋转相位角图的阶次方面的(order-wise)相位延迟φ_p。假定曲柄对于给定的扭矩阶次频率和完美的曲柄模型而言足够刚性，所估计的相位角图将根据φ_p来旋转。给定K₁和C₁中的不确定性，所重建的气压扭矩阶次的大小(magnitude)和相位将被影响，并且将向所确定的相位角图施加附加的旋转分量。因此，对于较低扭矩阶次来说，所确定的相位角图的矢量相位可以被固定为标称值，以增加自由度。另外，由于仅增加了一个自由度，所以必须假定可以根据等式(3)基于K₁的估计值来计算挠性联轴器的粘滞阻尼。

为使得能够确定挠性联轴器的相位角图和刚度，假定：a)相位延迟φ_1/2是已知的，以及b)挠性联轴器的相对阻尼因子κ是充分公知的。换句话说，a_1/2和b_1/2的值可以被确定为a_1/2＝cos(v_ign)，b_1/2＝sin(v_ign)，其中，v_ign是汽缸的点火角度矢量。

参数估计-联轴器的相位角图和刚度以及粘滞阻尼的估计

为估计挠性联轴器的粘滞阻尼，需要提供附加的自由度。这通过进一步将阶次1的相位角图的旋转固定为φ₁来实现。因而，目的是估计挠性联轴器的相位角图和刚度K₁以及阻尼C₁。现在如下给出输出信号

$y_{\cos }\left(n\right)=-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\cos }\left(n\right),---\left(20\right)$

$y_{\sin }\left(n\right)=-J_1{\mathrm{\ω}}_p^2{\mathrm{\Φ}}_{1,\sin }\left(n\right),---\left(21\right)$

并且如下给出回归量

其中a_1/2＝cos(v_ign)，b_1/2＝sin(v_ign)，a₁＝cos(mod(v_ign，360))；以及b₁＝sin(mod(v_ign，360))。

模拟和实验结果

在本部分中，按照模拟和全尺寸发动机实验来评估早先提出的所建议的参数估计方法。

模拟示例

针对六缸发动机来示出模拟结果，参照图4，利用由十一个质量构成的集总模型来对该六缸发动机进行建模。图4中，EN表示发动机，CR1和CR6表示对相应汽缸的位置产生影响的质量，FW表示飞轮，而GN表示发电机。在40％的发动机载荷下进行这些模拟。假定角速度测量经受具有与速度信号的4％相等的标准偏差的白噪声。对于各次迭代来说，测量了由多次旋转(30次旋转)组成的段(segment)。

在第一个模拟中，在相位角图的估计部分中示出的回归模型被用于三个最低扭矩阶次的相位角图的确定。

图5中，在36次迭代后描绘了针对阶次1/2、1和3/2的所确定的相位角图。

可以观察到，所确定的相位角图类似于图2中的标称图。表1中给出标称值与所确定的值之间的平均汽缸方面的角度差异(discrepancy)以及它们的标准偏差。

变量	平均相位差[度]	标准偏差
			阶次1/2	-0.8	0.1
阶次1	2.4	0.2
			阶次3/2	-1.6	0.3

表1.所估计的相位误差

在第二个模拟实验中，评估3.2部分中给出的回归模型。致力于确定挠性联轴器的阶次1/2的相位角图和刚度K₁。根据3.2部分中的讨论，这通过假定将相位角图矢量固定为相对于汽缸的TDC的标称值φ_1/2来实现。隐含地理解，可以根据相位角图的估计部分来估计较高阶次的相位角图矢量的振幅和相位。

针对图6所示的模拟实验示出阶次1/2的所确定的相位角图。与第一模拟实验相反，在这里利用卡尔曼滤波来递归地确定这些参数，以表明(demonstrate)用于检测K₁的变化的方法的在线特性。在图6中，针对模拟实验示出了阶次1/2的所确定的相位角图。可以发现，所确定的相位角图与针对阶次1/2的标称相位角图相对应。

在图7中，示出了K₁的实际值(实线)和估计值的发展(虚线)。在模拟期间，分别在第10次迭代和第40次迭代完成参数K₁的值的-10％和+20％的阶梯变化。在图7中，示出了K₁的实际值和估计值的发展。可以看出，所估计的K₁收敛至实际值并且很好地跟随联轴器动力学中的所模拟的变化。

在图8中，示出所确定的相位角图类似于标称图。

在第三个模拟实验(也就是最后一个模拟实验)中，确定了挠性联轴器的阶次1/2和1的相位角图以及刚度和阻尼。根据联轴器的相位角图和粘滞阻尼的估计部分中的讨论，将阶次1/2和1的相位角图的相位固定为标称值。图8中示出的相位角图的最小二乘大小估计表示所确定的相位角图类似于标称图。

在图9中，K₁和C₁的估计值的发展(实线)被示出，并且与标称值(虚线)相比较。联轴器的刚度和阻尼的估计值很好地收敛到实际值。

发动机测试

发动机测试。在图10中，针对50％的发动机载荷描绘了针对阶次1/2的所确定的相位角图。

除了模拟以外，针对六缸共轨发动机执行了全尺寸发动机评估实验。发动机经由挠性联轴器连接至为芬兰国家电网产生电力的同步发电机。电感传感器(pickup)被用于测量飞轮的角速度，而通过提供每转360个脉冲的编码器来测量发电机的角速度。这些脉冲串(pulse train)被转换成与各个质量的角度偏转成比例的电压信号。利用配备有国家仪器公司(National Instrument)的数据采集卡和DASYLab的PC以每转360个样本(大约3kHz)对这些信号进行采样和记录。每次迭代由一次一个汽缸的燃料喷射持续时间方面的10％的变化和针对30个工作周期的角速度的后续测量组成。

在第一个发动机测试中，利用挠性联轴器的制造商所提供的动力学来确定阶次1/2的相位角图。在图10中，针对50％的发动机载荷描绘针对阶次1/2的所确定的相位角图。可以看出，相位角图的对称性对应于标称图。

在图11A和图11B中，在针对20％和50％的发动机载荷的36次迭代之后，示出了阶次1/2的所确定的相位角图。

接着，确定了联轴器的1/2阶次相位角图的矢量大小以及刚度K₁(参照等式(1))，其中，相对阻尼系数κ由制造商给出。在图11A-11B中，在针对20％和50％的发动机载荷的36次迭代之后，示出了阶次1/2的所确定的相位角图。针对50％的发动机载荷确定了刚度K₁的最小二乘估计。

最后，确定了联轴器的1/2和1阶次相位角图的矢量大小以及刚度K₁和阻尼C₁。图12中示出了阶次1/2和1的相位角图的所估计的大小，而图13中给出了所确定的刚度和阻尼的发展。利用实线来示出估计值，并且利用虚线来示出标称值。

所确定的相位角图是对称的并且可与标称相位角图比较。而且，可以看出，估计值以相对于标称值大约5％的差异非常好地收敛，其很好地处于准确度内。

图14公开了用于执行监测的示例性系统。内燃机2经由该发动机的旋转系统连接至载荷6。测量装置11、12(例如，速度传感器)位于联轴器4的各侧上。测量装置提供适于确定角速度的测量数据。这里，测量装置11被设置为从飞轮接收信息(例如，每转360个脉冲)，而另一测量装置12被设置为从连接至轴的转子5接收信息。

利用接收装置31、32在控制装置3中接收来自测量装置11、12的测量数据。

针对监测目的配置控制装置3。控制装置利用调节装置36来改变内燃机2的汽缸方面的21燃料喷射22，以实现(effect)连接至曲轴的传动系统的动力学。

控制装置具有：用于根据角速度测量来确定汽缸方面的影响的确定器装置33；用于通过结合预定的发动机参数和传动系统参数分析所述经确定的影响来估计所述联轴器的动态挠性参数值的估计装置34。通过结合预定的发动机参数和传动系统参数分析所述经确定的影响来确定各个汽缸对曲轴的各个振动频率的影响。

控制装置具有用于指示联轴器的状态的指示装置37。如果动力学参数值与预定的基准值之间的差异超出预定值，则指示可以是联轴器故障警告或通知。

还可以修改当前的控制装置，以根据本发明的监测功能来起作用。针对控制装置的修改可以被实现为提供该监测功能的程序。

图15公开了从飞轮接收到的和从转子接收到的示例测量结果。两个图都公开了基准信号41(虚线)与和一个汽缸中的变化相关的信号42(实线)之间的差异。

图16是公开监测方法的示例的流程图。在步骤110和步骤130中测量和接收联轴器的各侧上的角速度。在步骤120中执行汽缸方面的燃料喷射的调节。在步骤140中执行基于振荡行为方面的变化的参数估计。在步骤140中还可以确定发动机的相位角图。通过结合预定的发动机参数和传动系统参数分析所确定的影响来执行估计各个汽缸对曲轴的各个振动频率的影响。在步骤150中，判定170所估计的参数是否已经收敛。可以在特定次数的迭代160之后进行该判定。

已经在针对六缸6MW共轨发动机的模拟和全尺寸发动机测试中开发和评估了用于发动机参数的确定的频域方法。通过利用汽缸方面的燃料喷射持续时间的较小调节，充分激发曲柄的动力学，以估计气压扭矩阶次的相位角和挠性联轴器的动力学。该方法尤其致力于燃料燃烧和汽缸平衡的监测的环境(context)。

本发明可以包括这里隐含地或明确地公开的任意特征或多个特征的组合或者这些特征的任意概括(generalisation)，而不管其是否涉及当前要求保护的发明。根据以上描述，对于本领域技术人员明显的是，在本发明的范围内可以进行各种修改。

Claims (6)

1.一种内燃机的旋转系统中的联轴器的监测方法，其中，测量（110、130）所述联轴器的各侧上的角速度，所述监测方法包括以下步骤：

-通过改变所述内燃机的汽缸方面的燃料喷射来激发所述联轴器的动态特性；

-根据角速度测量来确定汽缸方面的影响；以及

-通过结合预定的发动机参数和传动系统参数分析所述确定的影响来估计所述联轴器的动态参数值，

其中，所述动态参数值是以下三组之一：

相位角度图；

相位角度图和刚度值；以及

相位角度图、粘滞阻尼值和刚度值。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，该方法还包括以下步骤：

-比较所述动态参数值与预定基准值；以及

-基于所述动态参数值与所述预定基准值之间的差异来指示所述联轴器的状态。

3.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，重复激发、确定、估计和比较的方法步骤。

4.根据任一前述权利要求所述的方法，其特征在于，利用到一个或更多个其它汽缸中的燃料喷射方面的变化来补偿汽缸方面的燃料喷射变化。

5.一种内燃机的旋转系统中的联轴器的监测系统，该监测系统包括：

-测量装置（11、12），其位于所述联轴器的各侧上，用于测量角速度数据，以及

-控制单元（3），其用于接收角速度数据，

该监测系统的特征在于，控制单元（3）被配置为：

-通过改变所述内燃机的汽缸方面的燃料喷射来激发所述联轴器（4）的动态特性；

-根据角速度数据来确定汽缸方面的影响；以及

-通过结合预定的发动机参数和传动系统参数分析所述确定的影响来估计所述联轴器的动态参数值，

其中，所述动态参数值是以下三组之一：

相位角度图；

相位角度图和刚度值；以及

相位角度图、粘滞阻尼值和刚度值。

6.一种用于内燃机的旋转系统中的联轴器（4）的监测的控制单元，该控制单元包括：

-接收装置（31、32），该接收装置用于接收在所述联轴器的各侧上测量的角速度数据，

该控制单元的特征在于，所述控制单元还包括：

-调节装置（36），该调节装置被设置为改变所述内燃机（2）的汽缸方面的（21）燃料喷射（22）；

-确定器装置（33），该确定器装置根据角速度数据来确定汽缸方面的影响；

-估计装置（34），该估计装置通过结合预定的发动机参数和传动系统参数分析所述确定的影响来估计所述联轴器的动态挠性参数值，

其中，所述动态挠性参数值是以下三组之一：

相位角度图；

相位角度图和刚度值；以及

相位角度图、粘滞阻尼值和刚度值。

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