汽油机冷机间歇性抖动问题的研究*

2024-04-05汪西力徐小翔曾小春

小型内燃机与车辆技术 2024年1期

黄锋汪西力徐小翔曾小春王毅

（1-江铃汽车股份有限公司江西南昌 330001 2-江西省汽车噪声与振动重点实验室）

引言

怠速抖动问题一直是汽车生产企业非常关注的NVH 问题之一。随着整车各种控制能力的不断提高，人机交互的不断完善，客户对驾乘体验要求越来越高。在这样的背景下，怠速抖动问题显得愈发突出，严重影响到客户驾乘舒适性[1]。

怠速抖动问题主要从源头不稳定激励和路径上进行解决。源头激励和怠速工况燃烧稳定性相关，国内外学者对冷机燃烧稳定性进行了大量研究工作。刘德新等[2]研究发现，运用燃油二次喷射策略，可有效改善直喷汽油机缸内混合气分布，减少燃油碰壁，从而改善燃烧稳定性；高剑等[3]通过模拟研究，发现喷油时刻对点火过程和燃烧特性有显著影响；胡春明等[4]利用高能点火系统提高了暖机过程中混合气的燃烧速度。路径上主要考虑避免PT 缸体模态与发动机主要激励频率的耦合放大。对于起燃阶段，当前更多的是在发动机台架上进行重点参数扫描试验，且关注度更多是放在排放指标上，而对整车各性能的综合评估研究较少。

本文针对某汽油车型催化器加热阶段的间歇性抖动问题，对可能存在的原因进行排查和分析，得出引起抖动的根本原因为冷机缸与缸之间、单缸各循环之间燃烧稳定性差，发动机不稳定激励经PT 悬置、车架、车身悬置、车身再传递至座椅，表现出间歇性抖动。通过对整车的重点参数进行扫描试验，优化了催化器加热阶段控制参数，有效改善了燃烧稳定性，解决了起燃阶段的间歇性抖动问题。同时，通过进一步验证试验得出，排放离排放限值的余量在工程余量目标内。

1 某汽油车型起燃阶段间歇性抖动问题概述

1.1 问题描述

某汽油车型在开发阶段存在冷机间歇性抖动问题。该车型怠速控制策略为：冷起动后转速快速上升至1 700 r/min 左右，然后进入转速为1 250 r/min 的催化器加热阶段；在常温环境下维持约50 s 之后，转速快速下降至1 000 r/min，并随着冷却水温度升高逐渐降低至热机怠速750 r/min。对怠速工况进行评估可知，发动机起动后的前6 s，抖动可接受；6 s 后至起燃阶段结束，存在较为严重的间歇性抖动；发动机转速下降至1 000 r/min 后，抖动可接受。

1.2 问题数据采集

采集座椅导轨的振动水平作为抖动的评价参数。对于起燃阶段间歇性抖动，主要从两个维度进行评判：一是座椅导轨振动频率为5～100 Hz 区间的位移包络求解最大值不超过0.029 mm；二是让步补充评判标准为：允许包络小幅度超过标准线，但50 s 内超过标准线的频次不超过3 次。座椅导轨振动Colormap 及包络位移如图1 所示。

图1 起燃阶段座椅振动数据

从图1a 可以看出，座椅间歇性抖动主要由Y方向10.7 Hz 贡献，为发动机0.5 阶频率；从图1b 可以看出，包络位移最大为0.055 mm，远超标准线，且50 s 内超过标准线的频次约45 次，主观可明显感受到多次幅度较大的抖动冲击。

2 试验分析和诊断

2.1 抖动问题分析流程

根据抖动问题分析中常用的“源-传递路径-分析”理论[5]对起燃阶段间歇性抖动的可能原因制定分析流程，运用LMS Test.Lab 测试分析系统和Kibox燃烧分析仪进行一一分析。起燃阶段间歇性抖动问题分析流程如图2 所示。

图2 起燃阶段间歇性抖动分析流程

图2 中，源头方面主要研究发动机的不稳定激励，从可能的硬件和控制策略两方面入手；传递路径上主要排查PT 刚体模态分布[6]、隔振及车身悬置的装配是否异常。

2.2 源头分析

分别在各缸装配火花塞式气缸压力传感器，运用Kibox 燃烧分析仪测试起燃阶段各缸燃烧状况。各缸IMEP（指示平均有效压力）波动结果如图3 所示，抱怨汽油车型起燃阶段IMEP 平均值在0.15 MPa附近，但极不稳定，IMEP_COV（指示平均有效压力_循环变动系数）高达35%，有些循环甚至接近失火。

图3 起燃阶段各缸IMEP 波动状况

图4 为某一典型循环气缸压力特征曲线。

图4 某典型循环气缸压力特征曲线

从图4 可以看出，第1 缸点火严重滞后，燃烧爆发压力出现在1/4 冲程或1/2 冲程或更迟。

从以上数据可以看出，源头的不稳定激励必会带来座椅的不稳定抖动。

2.2.1 发动机硬件导致燃烧不稳定排查

影响汽油机燃烧的主要因素为燃油、空气、点火、附件负载4 个方面，而起燃阶段相关附件并未开启，可排除附件负载的影响。因此，主要从喷油器、进气均匀性、高能点火线圈等方面进行排查。

1）实际喷油信号。将喷油器线束通过引线与Kibox燃烧分析仪相连，测试其实际喷油信号。控制策略为：采用二次喷射，首次喷油提前角为250°CA BTDC，第二次喷油提前角为70 °CA BTDC，二次喷油比例为0.41 ∶1。实际喷油信号如图5 所示。

图5 实际喷油信号

图5 中的实际喷油信号显示，首次喷油提前角在248°CA BTDC 附近，第二次喷油提前角在71°CA BTDC 附近，二次喷油比例为0.40 ∶1。实际喷油信号与控制信号几乎一致，但依然出现了偶发失火，可排除喷油器的影响因素。

2）进气歧管。发动机进气歧管为侧边进气结构，新鲜空气经稳压腔后分别进入1～4 缸。在冷机怠速工况进气流量范围内，对进气均匀性进行分析，进气歧管CFD 模型如图6 所示。

图6 抱怨发动机进气歧管CFD 模型

结果显示，1、4 缸进气均匀性不如2、3 缸，1 缸实际进气偏多，4 缸实际进气偏少。按此分析结论，进气歧管似乎会影响到1、4 缸的燃烧均匀性。进一步分析某机型中间进气型进气歧管的进气均匀性，同时测试燃烧状况，结果同样是1、4 缸进气均匀性不如2、3 缸，但燃烧稳定性却较好，冷机IMEP_COV 在20%以内。两款进气歧管的进气均匀性CAE 分析对比结果见表1。表1 中，偏差的计算公式为：

表1 进气歧管进气均匀性CFD 分析结果

式中：ei为第i 缸进气岐管的偏差；ci为第i 缸的流量系数；c 为4 个缸的平均流量系数。

侧边进气型进气歧管发动机冷机燃烧状况如图7 所示。

对表1 和图7 进行分析可知，无论侧边进气型进气岐管，还是中间进气型进气歧管，受1、4 缸进气岐管拐角和距离影响，1、4 缸进气均匀性都不如2、3缸，可能会影响到各缸的燃烧一致性，但并非是主要的影响因素。如果对进气岐管结构进行优化，只能考虑在4 个进气岐管间再建立一个副稳压腔，这样会违背气体动力学原理，因此基本无进一步优化的空间。

图7 侧边进气型进气歧管发动机IMEP

3）高能点火线圈。高能点火线圈可以提高火焰传播速度。原点火线圈的点火能量为90 mJ，更换成140 mJ 高能点火线圈后，进行测试评估。结果显示，更换成140 mJ 高能点火线圈后，燃烧稳定性和抖动状况有所改善，但依然处于较差的水平，远达不到可接受的标准。两种点火线圈的IMEP 波动状况如图8 所示。

图8 高能点火线圈对燃烧稳定性的影响

从图8 可知，如工程切换（将90 mJ 点火线圈更换成140 mJ 高能点火线圈），性价比不高。

2.2.2 控制策略不合理导致燃烧不稳定

包括患者夫妇染色体异常和胚胎遗传缺陷。流产物常为空孕囊或结构异常的胚胎。染色体异常包括染色体数目异常和结构异常。

冷机怠速工况下，混合气形成条件差，火花塞附近缺少可燃混合气，易导致缸内燃烧稳定性及各缸间的燃烧一致性变差[7]，进一步造成发动机冷机怠速工况燃烧稳定性变差。在冷机怠速控制策略上，需综合考虑排放、驾驶性和NVH 性能。其中，混合气越浓，燃烧稳定性越好，但不利于排放；根据台架冷机参数扫描结果，喷油提前角、燃油喷射模式对HC 排放和燃烧稳定性均会产生较大影响。喷油过早（喷油提前角过大）会增大燃油液滴碰壁的概率[8]；推迟点火（点火提前角减小）可以让发动机滞燃期延长，使排气温度上升更快，催化器可以更快达到一定的转化效率，但会降低燃烧效率及燃烧稳定性；提高冷机转速可以增大发动机负载，改善燃烧稳定性，并一定程度提高排气温度上升速率，但过高的冷机转速可能带来起步突兀的驾驶性抱怨。

在整车冷机怠速工况下，对混合气浓度、点火提前角、燃油喷射模式、喷油提前角和冷机怠速转速5个控制参数进行9 个组合试验验证，同步监测燃烧稳定性和座椅抖动状况。每组试验均邀请驾评团队进行抖动状况主观打分，9 个参数组合见表2。其中，序号0 为基本（Base）参数，HO1 表示单次喷油，HP2表示二次喷油。