黃 鋒 汪西力 徐小翔 曾小春 王 毅

（1-江鈴汽車股份有限公司 江西 南昌 330001 2-江西省汽車噪聲與振動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室）

引言

怠速抖動(dòng)問(wèn)題一直是汽車生產(chǎn)企業(yè)非常關(guān)注的NVH 問(wèn)題之一。隨著整車各種控制能力的不斷提高，人機(jī)交互的不斷完善，客戶對(duì)駕乘體驗(yàn)要求越來(lái)越高。在這樣的背景下，怠速抖動(dòng)問(wèn)題顯得愈發(fā)突出，嚴(yán)重影響到客戶駕乘舒適性[1]。

怠速抖動(dòng)問(wèn)題主要從源頭不穩(wěn)定激勵(lì)和路徑上進(jìn)行解決。源頭激勵(lì)和怠速工況燃燒穩(wěn)定性相關(guān)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)冷機(jī)燃燒穩(wěn)定性進(jìn)行了大量研究工作。劉德新等[2]研究發(fā)現(xiàn)，運(yùn)用燃油二次噴射策略，可有效改善直噴汽油機(jī)缸內(nèi)混合氣分布，減少燃油碰壁，從而改善燃燒穩(wěn)定性；高劍等[3]通過(guò)模擬研究，發(fā)現(xiàn)噴油時(shí)刻對(duì)點(diǎn)火過(guò)程和燃燒特性有顯著影響；胡春明等[4]利用高能點(diǎn)火系統(tǒng)提高了暖機(jī)過(guò)程中混合氣的燃燒速度。路徑上主要考慮避免PT 缸體模態(tài)與發(fā)動(dòng)機(jī)主要激勵(lì)頻率的耦合放大。對(duì)于起燃階段，當(dāng)前更多的是在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上進(jìn)行重點(diǎn)參數(shù)掃描試驗(yàn)，且關(guān)注度更多是放在排放指標(biāo)上，而對(duì)整車各性能的綜合評(píng)估研究較少。

本文針對(duì)某汽油車型催化器加熱階段的間歇性抖動(dòng)問(wèn)題，對(duì)可能存在的原因進(jìn)行排查和分析，得出引起抖動(dòng)的根本原因?yàn)槔錂C(jī)缸與缸之間、單缸各循環(huán)之間燃燒穩(wěn)定性差，發(fā)動(dòng)機(jī)不穩(wěn)定激勵(lì)經(jīng)PT 懸置、車架、車身懸置、車身再傳遞至座椅，表現(xiàn)出間歇性抖動(dòng)。通過(guò)對(duì)整車的重點(diǎn)參數(shù)進(jìn)行掃描試驗(yàn)，優(yōu)化了催化器加熱階段控制參數(shù)，有效改善了燃燒穩(wěn)定性，解決了起燃階段的間歇性抖動(dòng)問(wèn)題。同時(shí)，通過(guò)進(jìn)一步驗(yàn)證試驗(yàn)得出，排放離排放限值的余量在工程余量目標(biāo)內(nèi)。

1 某汽油車型起燃階段間歇性抖動(dòng)問(wèn)題概述

1.1 問(wèn)題描述

某汽油車型在開發(fā)階段存在冷機(jī)間歇性抖動(dòng)問(wèn)題。該車型怠速控制策略為：冷起動(dòng)后轉(zhuǎn)速快速上升至1 700 r/min 左右，然后進(jìn)入轉(zhuǎn)速為1 250 r/min 的催化器加熱階段；在常溫環(huán)境下維持約50 s 之后，轉(zhuǎn)速快速下降至1 000 r/min，并隨著冷卻水溫度升高逐漸降低至熱機(jī)怠速750 r/min。對(duì)怠速工況進(jìn)行評(píng)估可知，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)后的前6 s，抖動(dòng)可接受；6 s 后至起燃階段結(jié)束，存在較為嚴(yán)重的間歇性抖動(dòng)；發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下降至1 000 r/min 后，抖動(dòng)可接受。

1.2 問(wèn)題數(shù)據(jù)采集

采集座椅導(dǎo)軌的振動(dòng)水平作為抖動(dòng)的評(píng)價(jià)參數(shù)。對(duì)于起燃階段間歇性抖動(dòng)，主要從兩個(gè)維度進(jìn)行評(píng)判：一是座椅導(dǎo)軌振動(dòng)頻率為5～100 Hz 區(qū)間的位移包絡(luò)求解最大值不超過(guò)0.029 mm；二是讓步補(bǔ)充評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)為：允許包絡(luò)小幅度超過(guò)標(biāo)準(zhǔn)線，但50 s 內(nèi)超過(guò)標(biāo)準(zhǔn)線的頻次不超過(guò)3 次。座椅導(dǎo)軌振動(dòng)Colormap 及包絡(luò)位移如圖1 所示。

圖1 起燃階段座椅振動(dòng)數(shù)據(jù)

從圖1a 可以看出，座椅間歇性抖動(dòng)主要由Y方向10.7 Hz 貢獻(xiàn)，為發(fā)動(dòng)機(jī)0.5 階頻率；從圖1b 可以看出，包絡(luò)位移最大為0.055 mm，遠(yuǎn)超標(biāo)準(zhǔn)線，且50 s 內(nèi)超過(guò)標(biāo)準(zhǔn)線的頻次約45 次，主觀可明顯感受到多次幅度較大的抖動(dòng)沖擊。

2 試驗(yàn)分析和診斷

2.1 抖動(dòng)問(wèn)題分析流程

根據(jù)抖動(dòng)問(wèn)題分析中常用的“源-傳遞路徑-分析”理論[5]對(duì)起燃階段間歇性抖動(dòng)的可能原因制定分析流程，運(yùn)用LMS Test.Lab 測(cè)試分析系統(tǒng)和Kibox燃燒分析儀進(jìn)行一一分析。起燃階段間歇性抖動(dòng)問(wèn)題分析流程如圖2 所示。

圖2 起燃階段間歇性抖動(dòng)分析流程

圖2 中，源頭方面主要研究發(fā)動(dòng)機(jī)的不穩(wěn)定激勵(lì)，從可能的硬件和控制策略兩方面入手；傳遞路徑上主要排查PT 剛體模態(tài)分布[6]、隔振及車身懸置的裝配是否異常。

2.2 源頭分析

分別在各缸裝配火花塞式氣缸壓力傳感器，運(yùn)用Kibox 燃燒分析儀測(cè)試起燃階段各缸燃燒狀況。各缸IMEP（指示平均有效壓力）波動(dòng)結(jié)果如圖3 所示，抱怨汽油車型起燃階段IMEP 平均值在0.15 MPa附近，但極不穩(wěn)定，IMEP_COV（指示平均有效壓力_循環(huán)變動(dòng)系數(shù)）高達(dá)35%，有些循環(huán)甚至接近失火。

圖3 起燃階段各缸IMEP 波動(dòng)狀況

圖4 為某一典型循環(huán)氣缸壓力特征曲線。

圖4 某典型循環(huán)氣缸壓力特征曲線

從圖4 可以看出，第1 缸點(diǎn)火嚴(yán)重滯后，燃燒爆發(fā)壓力出現(xiàn)在1/4 沖程或1/2 沖程或更遲。

從以上數(shù)據(jù)可以看出，源頭的不穩(wěn)定激勵(lì)必會(huì)帶來(lái)座椅的不穩(wěn)定抖動(dòng)。

2.2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)硬件導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定排查

影響汽油機(jī)燃燒的主要因素為燃油、空氣、點(diǎn)火、附件負(fù)載4 個(gè)方面，而起燃階段相關(guān)附件并未開啟，可排除附件負(fù)載的影響。因此，主要從噴油器、進(jìn)氣均勻性、高能點(diǎn)火線圈等方面進(jìn)行排查。

1）實(shí)際噴油信號(hào)。將噴油器線束通過(guò)引線與Kibox燃燒分析儀相連，測(cè)試其實(shí)際噴油信號(hào)。控制策略為：采用二次噴射，首次噴油提前角為250°CA BTDC，第二次噴油提前角為70 °CA BTDC，二次噴油比例為0.41 ∶1。實(shí)際噴油信號(hào)如圖5 所示。

圖5 實(shí)際噴油信號(hào)

圖5 中的實(shí)際噴油信號(hào)顯示，首次噴油提前角在248°CA BTDC 附近，第二次噴油提前角在71°CA BTDC 附近，二次噴油比例為0.40 ∶1。實(shí)際噴油信號(hào)與控制信號(hào)幾乎一致，但依然出現(xiàn)了偶發(fā)失火，可排除噴油器的影響因素。

2）進(jìn)氣歧管。發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管為側(cè)邊進(jìn)氣結(jié)構(gòu)，新鮮空氣經(jīng)穩(wěn)壓腔后分別進(jìn)入1～4 缸。在冷機(jī)怠速工況進(jìn)氣流量范圍內(nèi)，對(duì)進(jìn)氣均勻性進(jìn)行分析，進(jìn)氣歧管CFD 模型如圖6 所示。

圖6 抱怨發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管CFD 模型

結(jié)果顯示，1、4 缸進(jìn)氣均勻性不如2、3 缸，1 缸實(shí)際進(jìn)氣偏多，4 缸實(shí)際進(jìn)氣偏少。按此分析結(jié)論，進(jìn)氣歧管似乎會(huì)影響到1、4 缸的燃燒均勻性。進(jìn)一步分析某機(jī)型中間進(jìn)氣型進(jìn)氣歧管的進(jìn)氣均勻性，同時(shí)測(cè)試燃燒狀況，結(jié)果同樣是1、4 缸進(jìn)氣均勻性不如2、3 缸，但燃燒穩(wěn)定性卻較好，冷機(jī)IMEP_COV 在20%以內(nèi)。兩款進(jìn)氣歧管的進(jìn)氣均勻性CAE 分析對(duì)比結(jié)果見表1。表1 中，偏差的計(jì)算公式為：

表1 進(jìn)氣歧管進(jìn)氣均勻性CFD 分析結(jié)果

式中：ei為第i 缸進(jìn)氣岐管的偏差；ci為第i 缸的流量系數(shù)；c 為4 個(gè)缸的平均流量系數(shù)。

側(cè)邊進(jìn)氣型進(jìn)氣歧管發(fā)動(dòng)機(jī)冷機(jī)燃燒狀況如圖7 所示。

對(duì)表1 和圖7 進(jìn)行分析可知，無(wú)論側(cè)邊進(jìn)氣型進(jìn)氣岐管，還是中間進(jìn)氣型進(jìn)氣歧管，受1、4 缸進(jìn)氣岐管拐角和距離影響，1、4 缸進(jìn)氣均勻性都不如2、3缸，可能會(huì)影響到各缸的燃燒一致性，但并非是主要的影響因素。如果對(duì)進(jìn)氣岐管結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，只能考慮在4 個(gè)進(jìn)氣岐管間再建立一個(gè)副穩(wěn)壓腔，這樣會(huì)違背氣體動(dòng)力學(xué)原理，因此基本無(wú)進(jìn)一步優(yōu)化的空間。

圖7 側(cè)邊進(jìn)氣型進(jìn)氣歧管發(fā)動(dòng)機(jī)IMEP

3）高能點(diǎn)火線圈。高能點(diǎn)火線圈可以提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?。原點(diǎn)火線圈的點(diǎn)火能量為90 mJ，更換成140 mJ 高能點(diǎn)火線圈后，進(jìn)行測(cè)試評(píng)估。結(jié)果顯示，更換成140 mJ 高能點(diǎn)火線圈后，燃燒穩(wěn)定性和抖動(dòng)狀況有所改善，但依然處于較差的水平，遠(yuǎn)達(dá)不到可接受的標(biāo)準(zhǔn)。兩種點(diǎn)火線圈的IMEP 波動(dòng)狀況如圖8 所示。

圖8 高能點(diǎn)火線圈對(duì)燃燒穩(wěn)定性的影響

從圖8 可知，如工程切換（將90 mJ 點(diǎn)火線圈更換成140 mJ 高能點(diǎn)火線圈），性價(jià)比不高。

2.2.2 控制策略不合理導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定

包括患者夫婦染色體異常和胚胎遺傳缺陷。流產(chǎn)物常為空孕囊或結(jié)構(gòu)異常的胚胎。染色體異常包括染色體數(shù)目異常和結(jié)構(gòu)異常。

冷機(jī)怠速工況下，混合氣形成條件差，火花塞附近缺少可燃混合氣，易導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒穩(wěn)定性及各缸間的燃燒一致性變差[7]，進(jìn)一步造成發(fā)動(dòng)機(jī)冷機(jī)怠速工況燃燒穩(wěn)定性變差。在冷機(jī)怠速控制策略上，需綜合考慮排放、駕駛性和NVH 性能。其中，混合氣越濃，燃燒穩(wěn)定性越好，但不利于排放；根據(jù)臺(tái)架冷機(jī)參數(shù)掃描結(jié)果，噴油提前角、燃油噴射模式對(duì)HC 排放和燃燒穩(wěn)定性均會(huì)產(chǎn)生較大影響。噴油過(guò)早（噴油提前角過(guò)大）會(huì)增大燃油液滴碰壁的概率[8]；推遲點(diǎn)火（點(diǎn)火提前角減?。┛梢宰尠l(fā)動(dòng)機(jī)滯燃期延長(zhǎng)，使排氣溫度上升更快，催化器可以更快達(dá)到一定的轉(zhuǎn)化效率，但會(huì)降低燃燒效率及燃燒穩(wěn)定性；提高冷機(jī)轉(zhuǎn)速可以增大發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)載，改善燃燒穩(wěn)定性，并一定程度提高排氣溫度上升速率，但過(guò)高的冷機(jī)轉(zhuǎn)速可能帶來(lái)起步突兀的駕駛性抱怨。

在整車?yán)錂C(jī)怠速工況下，對(duì)混合氣濃度、點(diǎn)火提前角、燃油噴射模式、噴油提前角和冷機(jī)怠速轉(zhuǎn)速5個(gè)控制參數(shù)進(jìn)行9 個(gè)組合試驗(yàn)驗(yàn)證，同步監(jiān)測(cè)燃燒穩(wěn)定性和座椅抖動(dòng)狀況。每組試驗(yàn)均邀請(qǐng)駕評(píng)團(tuán)隊(duì)進(jìn)行抖動(dòng)狀況主觀打分，9 個(gè)參數(shù)組合見表2。其中，序號(hào)0 為基本（Base）參數(shù)，HO1 表示單次噴油，HP2表示二次噴油。

表2 9 個(gè)參數(shù)組合

試驗(yàn)結(jié)果匯總見表3。

表3 重點(diǎn)參數(shù)試驗(yàn)結(jié)果匯總

從表3 的試驗(yàn)結(jié)果可知，9 組參數(shù)中，序號(hào)1、序號(hào)2、序號(hào)3 的參數(shù)均對(duì)冷機(jī)燃燒穩(wěn)定性和抖動(dòng)狀況有質(zhì)的改善，間歇性抖動(dòng)達(dá)到可接受標(biāo)準(zhǔn)；而序號(hào)4～序號(hào)8 的參數(shù)對(duì)燃燒穩(wěn)定性和抖動(dòng)狀況有一定的改善，但達(dá)不到可接受標(biāo)準(zhǔn)；序號(hào)9 的參數(shù)對(duì)燃燒穩(wěn)定性和抖動(dòng)狀況的改善程度很小。

2.3 傳遞路徑分析

2.3.1 PT 剛體模態(tài)測(cè)試分析

PT 剛體模態(tài)測(cè)試結(jié)果見表4。

表4 PT 剛體模態(tài)測(cè)試結(jié)果Hz

2.3.2 車架、車身懸置裝配檢查

經(jīng)過(guò)對(duì)車架、車身懸置裝配進(jìn)行檢查，未發(fā)現(xiàn)明顯異常。重新裝配后，進(jìn)行駕評(píng)，抖動(dòng)狀況無(wú)改善，非抖動(dòng)問(wèn)題根本原因。

3 確定優(yōu)化措施

從以上分析可知，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定是間歇性抖動(dòng)的根本原因。噴油、點(diǎn)火能量、進(jìn)氣均勻性并不是燃燒穩(wěn)定性的主要影響因素，而控制策略的差異會(huì)給燃燒穩(wěn)定性帶來(lái)較明顯的影響。試驗(yàn)掃描出的3組潛在優(yōu)化策略分別為：

序號(hào)1：1 250 r/min+λ=1 開環(huán)控制+單次噴油（280°CA BTDC）；

序號(hào)2：1 500 r/min+0°CA 點(diǎn)火提前角+單次噴油（280°CA BTDC）；

序號(hào)3：1 250 r/min+二次噴油（220/45°CA BTDC）+點(diǎn)火提前角-6°CA。

1）對(duì)于序號(hào)1，雖然是λ=1 開環(huán)控制，實(shí)際監(jiān)測(cè)過(guò)量空氣系數(shù)為0.95 附近，評(píng)估混合氣過(guò)濃，排放不易達(dá)標(biāo)；

2）對(duì)于序號(hào)2 和序號(hào)3，初步評(píng)估均可嘗試用于排放試驗(yàn)驗(yàn)證。但增加樣車數(shù)量進(jìn)行駕評(píng)，發(fā)現(xiàn)將序號(hào)3 的參數(shù)用在某些樣車上，抖動(dòng)呈現(xiàn)一定散差，NVH 魯棒性不如序號(hào)2；

3）將序號(hào)2 的參數(shù)進(jìn)行排放試驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)同一輛車進(jìn)行兩次試驗(yàn)，HC 排放離HC 排放限值還有35%左右的余量，均在工程余量目標(biāo)內(nèi)；

4）考慮到1 500 r/min 冷機(jī)轉(zhuǎn)速可能帶來(lái)起步突兀駕駛性抱怨，優(yōu)化擋位轉(zhuǎn)速控制策略，一旦掛入D擋，EMS 識(shí)別起步意圖，隨即將發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速降至1 250 r/min。

綜上所述，最終將優(yōu)化策略選取為序號(hào)2。

4 結(jié)論

本文對(duì)某汽油機(jī)冷機(jī)抖動(dòng)問(wèn)題進(jìn)行了研究，主要結(jié)論有：

1）對(duì)冷機(jī)抖動(dòng)問(wèn)題進(jìn)行了主客觀評(píng)估，明確了主客觀接受標(biāo)準(zhǔn)；運(yùn)用“源-路徑-響應(yīng)”模型對(duì)可能影響的因素進(jìn)行了一一排查，得出冷機(jī)燃燒穩(wěn)定性差是引起抖動(dòng)的根本原因。

2）研究了硬件對(duì)冷機(jī)燃燒穩(wěn)定性的影響。通過(guò)試驗(yàn)得出實(shí)際噴油信號(hào)無(wú)異常；通過(guò)仿真和試驗(yàn)相結(jié)合的方法得出進(jìn)氣歧管進(jìn)氣均勻性非燃燒穩(wěn)定性的主要影響因素；通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比得出高能點(diǎn)火線圈對(duì)燃燒穩(wěn)定性有一定改善。

3）在整車范圍內(nèi)，調(diào)整控制策略，同步測(cè)試座椅抖動(dòng)客觀參數(shù)和發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒狀況，發(fā)現(xiàn)：發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、燃油噴射模式、噴油提前角、混合氣濃度、點(diǎn)火提前角均會(huì)給燃燒穩(wěn)定性帶來(lái)影響。最終通過(guò)試驗(yàn)和各性能綜合評(píng)估選取1 500 r/min+0°CA 點(diǎn)火提前角+單次噴油（280°CA BTDC）為優(yōu)化控制策略。