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重點實驗室）

引言

怠速抖動問題一直是汽車生產企業(yè)非常關注的NVH 問題之一。隨著整車各種控制能力的不斷提高，人機交互的不斷完善，客戶對駕乘體驗要求越來越高。在這樣的背景下，怠速抖動問題顯得愈發(fā)突出，嚴重影響到客戶駕乘舒適性[1]。

怠速抖動問題主要從源頭不穩(wěn)定激勵和路徑上進行解決。源頭激勵和怠速工況燃燒穩(wěn)定性相關，國內外學者對冷機燃燒穩(wěn)定性進行了大量研究工作。劉德新等[2]研究發(fā)現(xiàn)，運用燃油二次噴射策略，可有效改善直噴汽油機缸內混合氣分布，減少燃油碰壁，從而改善燃燒穩(wěn)定性；高劍等[3]通過模擬研究，發(fā)現(xiàn)噴油時刻對點火過程和燃燒特性有顯著影響；胡春明等[4]利用高能點火系統(tǒng)提高了暖機過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)動機主要激勵頻率的耦合放大。對于起燃階段，當前更多的是在發(fā)動機臺架上進行重點參數(shù)掃描試驗，且關注度更多是放在排放指標上，而對整車各性能的綜合評估研究較少。

本文針對某汽油車型催化器加熱階段的間歇性抖動問題，對可能存在的原因進行排查和分析，得出引起抖動的根本原因為冷機缸與缸之間、單缸各循環(huán)之間燃燒穩(wěn)定性差，發(fā)動機不穩(wěn)定激勵經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。通過對整車的重點參數(shù)進行掃描試驗，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問題。同時，通過進一步驗證試驗得出，排放離排放限值的余量在工程余量目標內。

1 某汽油車型起燃階段間歇性抖動問題概述

1.1 問題描述

某汽油車型在開發(fā)階段存在冷機間歇性抖動問題。該車型怠速控制策略為：冷起動后轉速快速上升至1 700 r/min 左右，然后進入轉速為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怠速750 r/min。對怠速工況進行評估可知，發(fā)動機起動后的前6 s，抖動可接受；6 s 后至起燃階段結束，存在較為嚴重的間歇性抖動；發(fā)動機轉速下降至1 000 r/min 后，抖動可接受。

1.2 問題數(shù)據(jù)采集

采集座椅導軌的振動水平作為抖動的評價參數(shù)。對于起燃階段間歇性抖動，主要從兩個維度進行評判：一是座椅導軌振動頻率為5～100 Hz 區(qū)間的位移包絡求解最大值不超過0.029 mm；二是讓步補充評判標準為：允許包絡小幅度超過標準線，但50 s 內超過標準線的頻次不超過3 次。座椅導軌振動Colormap 及包絡位移如圖1 所示。

圖1 起燃階段座椅振動數(shù)據(jù)

從圖1a 可以看出，座椅間歇性抖動主要由Y方向10.7 Hz 貢獻，為發(fā)動機0.5 階頻率；從圖1b 可以看出，包絡位移最大為0.055 mm，遠超標準線，且50 s 內超過標準線的頻次約45 次，主觀可明顯感受到多次幅度較大的抖動沖擊。

2 試驗分析和診斷

2.1 抖動問題分析流程

根據(jù)抖動問題分析中常用的“源-傳遞路徑-分析”理論[5]對起燃階段間歇性抖動的可能原因制定分析流程，運用LMS Test.Lab 測試分析系統(tǒng)和Kibox燃燒分析儀進行一一分析。起燃階段間歇性抖動問題分析流程如圖2 所示。

圖2 起燃階段間歇性抖動分析流程

圖2 中，源頭方面主要研究發(fā)動機的不穩(wěn)定激勵，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，運用Kibox 燃燒分析儀測試起燃階段各缸燃燒狀況。各缸IMEP（指示平均有效壓力）波動結果如圖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)變動系數(shù)）高達35%，有些循環(huán)甚至接近失火。

圖3 起燃階段各缸IMEP 波動狀況

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 缸點火嚴重滯后，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)定激勵必會帶來座椅的不穩(wěn)定抖動。

2.2.1 發(fā)動機硬件導致燃燒不穩(wěn)定排查

影響汽油機燃燒的主要因素為燃油、空氣、點火、附件負載4 個方面，而起燃階段相關附件并未開啟，可排除附件負載的影響。因此，主要從噴油器、進氣均勻性、高能點火線圈等方面進行排查。

1）實際噴油信號。將噴油器線束通過引線與Kibox燃燒分析儀相連，測試其實際噴油信號?？刂撇呗詾椋翰捎枚螄娚?，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。實際噴油信號如圖5 所示。

圖5 實際噴油信號

圖5 中的實際噴油信號顯示，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。實際噴油信號與控制信號幾乎一致，但依然出現(xiàn)了偶發(fā)失火，可排除噴油器的影響因素。

2）進氣歧管。發(fā)動機進氣歧管為側邊進氣結構，新鮮空氣經穩(wěn)壓腔后分別進入1～4 缸。在冷機怠速工況進氣流量范圍內，對進氣均勻性進行分析，進氣歧管CFD 模型如圖6 所示。

圖6 抱怨發(fā)動機進氣歧管CFD 模型

結果顯示，1、4 缸進氣均勻性不如2、3 缸，1 缸實際進氣偏多，4 缸實際進氣偏少。按此分析結論，進氣歧管似乎會影響到1、4 缸的燃燒均勻性。進一步分析某機型中間進氣型進氣歧管的進氣均勻性，同時測試燃燒狀況，結果同樣是1、4 缸進氣均勻性不如2、3 缸，但燃燒穩(wěn)定性卻較好，冷機IMEP_COV 在20%以內。兩款進氣歧管的進氣均勻性CAE 分析對比結果見表1。表1 中，偏差的計算公式為：

表1 進氣歧管進氣均勻性CFD 分析結果

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

側邊進氣型進氣歧管發(fā)動機冷機燃燒狀況如圖7 所示。

對表1 和圖7 進行分析可知，無論側邊進氣型進氣岐管，還是中間進氣型進氣歧管，受1、4 缸進氣岐管拐角和距離影響，1、4 缸進氣均勻性都不如2、3缸，可能會影響到各缸的燃燒一致性，但并非是主要的影響因素。如果對進氣岐管結構進行優(yōu)化，只能考慮在4 個進氣岐管間再建立一個副穩(wěn)壓腔，這樣會違背氣體動力學原理，因此基本無進一步優(yōu)化的空間。

圖7 側邊進氣型進氣歧管發(fā)動機IMEP

3）高能點火線圈。高能點火線圈可以提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?。原點火線圈的點火能量為90 mJ，更換成140 mJ 高能點火線圈后，進行測試評估。結果顯示，更換成140 mJ 高能點火線圈后，燃燒穩(wěn)定性和抖動狀況有所改善，但依然處于較差的水平，遠達不到可接受的標準。兩種點火線圈的IMEP 波動狀況如圖8 所示。

圖8 高能點火線圈對燃燒穩(wěn)定性的影響

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

2.2.2 控制策略不合理導致燃燒不穩(wěn)定

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

冷機怠速工況下，混合氣形成條件差，火花塞附近缺少可燃混合氣，易導致缸內燃燒穩(wěn)定性及各缸間的燃燒一致性變差[7]，進一步造成發(fā)動機冷機怠速工況燃燒穩(wěn)定性變差。在冷機怠速控制策略上，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)臺架冷機參數(shù)掃描結果，噴油提前角、燃油噴射模式對HC 排放和燃燒穩(wěn)定性均會產生較大影響。噴油過早（噴油提前角過大）會增大燃油液滴碰壁的概率[8]；推遲點火（點火提前角減?。┛梢宰尠l(fā)動機滯燃期延長，使排氣溫度上升更快，催化器可以更快達到一定的轉化效率，但會降低燃燒效率及燃燒穩(wěn)定性；提高冷機轉速可以增大發(fā)動機負載，改善燃燒穩(wěn)定性，并一定程度提高排氣溫度上升速率，但過高的冷機轉速可能帶來起步突兀的駕駛性抱怨。

在整車冷機怠速工況下，對混合氣濃度、點火提前角、燃油噴射模式、噴油提前角和冷機怠速轉速5個控制參數(shù)進行9 個組合試驗驗證，同步監(jiān)測燃燒穩(wěn)定性和座椅抖動狀況。每組試驗均邀請駕評團隊進行抖動狀況主觀打分，9 個參數(shù)組合見表2。其中，序號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 個參數(shù)組合

試驗結果匯總見表3。

表3 重點參數(shù)試驗結果匯總

從表3 的試驗結果可知，9 組參數(shù)中，序號1、序號2、序號3 的參數(shù)均對冷機燃燒穩(wěn)定性和抖動狀況有質的改善，間歇性抖動達到可接受標準；而序號4～序號8 的參數(shù)對燃燒穩(wěn)定性和抖動狀況有一定的改善，但達不到可接受標準；序號9 的參數(shù)對燃燒穩(wěn)定性和抖動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)測試分析

PT 剛體模態(tài)測試結果見表4。

表4 PT 剛體模態(tài)測試結果Hz

2.3.2 車架、車身懸置裝配檢查

經過對車架、車身懸置裝配進行檢查，未發(fā)現(xiàn)明顯異常。重新裝配后，進行駕評，抖動狀況無改善，非抖動問題根本原因。

3 確定優(yōu)化措施

從以上分析可知，發(fā)動機燃燒不穩(wěn)定是間歇性抖動的根本原因。噴油、點火能量、進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給燃燒穩(wěn)定性帶來較明顯的影響。試驗掃描出的3組潛在優(yōu)化策略分別為：

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

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

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

1）對于序號1，雖然是λ=1 開環(huán)控制，實際監(jiān)測過量空氣系數(shù)為0.95 附近，評估混合氣過濃，排放不易達標；

2）對于序號2 和序號3，初步評估均可嘗試用于排放試驗驗證。但增加樣車數(shù)量進行駕評，發(fā)現(xiàn)將序號3 的參數(shù)用在某些樣車上，抖動呈現(xiàn)一定散差，NVH 魯棒性不如序號2；

3）將序號2 的參數(shù)進行排放試驗驗證，對同一輛車進行兩次試驗，HC 排放離HC 排放限值還有35%左右的余量，均在工程余量目標內；

4）考慮到1 500 r/min 冷機轉速可能帶來起步突兀駕駛性抱怨，優(yōu)化擋位轉速控制策略，一旦掛入D擋，EMS 識別起步意圖，隨即將發(fā)動機轉速降至1 250 r/min。

綜上所述，最終將優(yōu)化策略選取為序號2。

4 結論

本文對某汽油機冷機抖動問題進行了研究，主要結論有：

1）對冷機抖動問題進行了主客觀評估，明確了主客觀接受標準；運用“源-路徑-響應”模型對可能影響的因素進行了一一排查，得出冷機燃燒穩(wěn)定性差是引起抖動的根本原因。

2）研究了硬件對冷機燃燒穩(wěn)定性的影響。通過試驗得出實際噴油信號無異常；通過仿真和試驗相結合的方法得出進氣歧管進氣均勻性非燃燒穩(wěn)定性的主要影響因素；通過試驗對比得出高能點火線圈對燃燒穩(wěn)定性有一定改善。

3）在整車范圍內，調整控制策略，同步測試座椅抖動客觀參數(shù)和發(fā)動機缸內燃燒狀況，發(fā)現(xiàn)：發(fā)動機轉速、燃油噴射模式、噴油提前角、混合氣濃度、點火提前角均會給燃燒穩(wěn)定性帶來影響。最終通過試驗和各性能綜合評估選取1 500 r/min+0°CA 點火提前角+單次噴油（280°CA BTDC）為優(yōu)化控制策略。