發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)引起的混合動(dòng)力汽車振動(dòng)分析與控制?

王 博，張振東，于海生，程輝軍，王 晨

(1.上海理工大學(xué)汽車工程研究所，上海 200093； 2.上海交通大學(xué)國(guó)家汽車電子工程實(shí)驗(yàn)室，上海 200240；3.科力遠(yuǎn)混合動(dòng)力技術(shù)有限公司，上海 201501； 4.同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804)

前言

目前，復(fù)合功率分流機(jī)構(gòu)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)首次點(diǎn)火抖動(dòng)問(wèn)題原理分析和解決比較復(fù)雜。國(guó)際上，豐田分析了其混合動(dòng)力系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)抖動(dòng)產(chǎn)生的原因，認(rèn)為主要激勵(lì)源是起動(dòng)反作用力、氣缸壓力波動(dòng)和點(diǎn)火后快速上升的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩，提出了減小空燃比、延遲點(diǎn)火以及VVT溫和介入解決起動(dòng)點(diǎn)火抖動(dòng)的方法[1]。福特研究人員認(rèn)為在混合動(dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中的抖動(dòng)是由氣缸壓力波動(dòng)、點(diǎn)火后發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩突變、電機(jī)補(bǔ)償轉(zhuǎn)矩不足或不合理導(dǎo)致的[2]。一些學(xué)者對(duì)混合動(dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)重復(fù)起動(dòng)的燃燒特性進(jìn)行了研究，認(rèn)為噴油脈寬和點(diǎn)火提前角設(shè)置不合理是導(dǎo)致重復(fù)起動(dòng)第一個(gè)點(diǎn)火循環(huán)燃燒不穩(wěn)定的原因[3]。對(duì)混合動(dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)第一次噴油時(shí)刻的研究表明，在進(jìn)氣門打開(kāi)、進(jìn)氣門關(guān)閉或進(jìn)氣門關(guān)閉到打開(kāi)過(guò)程中噴油對(duì)熱機(jī)起動(dòng)燃燒影響不大，冷機(jī)起動(dòng)不能采用進(jìn)氣門打開(kāi)后再開(kāi)始噴油的方式[4]。國(guó)內(nèi)對(duì)混合動(dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)首循環(huán)燃燒狀態(tài)的研究認(rèn)為，噴油量影響燃燒質(zhì)量，滯燃期隨首循環(huán)點(diǎn)火時(shí)刻轉(zhuǎn)速的升高而增長(zhǎng)[5]。

本文中針對(duì)某搭載了復(fù)合功率分流機(jī)構(gòu)的混合動(dòng)力車輛在發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)點(diǎn)火瞬間出現(xiàn)的抖動(dòng)問(wèn)題，開(kāi)展了試驗(yàn)研究，建立了懸置懸架和動(dòng)力傳遞系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，采用激勵(lì)源-傳遞路徑-響應(yīng)的方法對(duì)振動(dòng)進(jìn)行了深入研究，制定了優(yōu)化方案，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了有效性。

1 現(xiàn)象描述及振動(dòng)試驗(yàn)研究

1.1 功率分流機(jī)構(gòu)和現(xiàn)象描述

某復(fù)合功率分流機(jī)構(gòu)由發(fā)動(dòng)機(jī)、扭轉(zhuǎn)減振器、雙排行星機(jī)構(gòu)和大小電機(jī)組成。在混合動(dòng)力汽車發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)工況的點(diǎn)火瞬間，駕駛員感覺(jué)到明顯的沖擊。

功率分流機(jī)構(gòu)如圖1所示，其中，S1為大太陽(yáng)輪，大電機(jī)與大太陽(yáng)輪嚙合，大太陽(yáng)輪與后排行星輪嚙合；S2為小太陽(yáng)輪，小電機(jī)與小太陽(yáng)輪嚙合，小太陽(yáng)輪與前排行星輪嚙合；前排行星輪與后排行星輪嚙合，前后排行星輪共用行星架C，前排行星輪與輸出齒圈R嚙合；發(fā)動(dòng)機(jī)飛輪通過(guò)輸入軸與行星架剛性連接，發(fā)動(dòng)機(jī)自帶扭轉(zhuǎn)減振器；B1為行星架鎖止器，B2為小太陽(yáng)輪鎖止器。

圖1 功率分流機(jī)構(gòu)

1.2 振動(dòng)試驗(yàn)準(zhǔn)備

根據(jù)以上現(xiàn)象，設(shè)計(jì)了振動(dòng)試驗(yàn)。試驗(yàn)對(duì)象為搭載了如圖1所示功率分流機(jī)構(gòu)的國(guó)內(nèi)某品牌緊湊型轎車，試驗(yàn)采用的整車控制策略和發(fā)動(dòng)機(jī)控制策略未做任何減振或駕駛性優(yōu)化。

加速度傳感器的測(cè)點(diǎn)布置在主駕駛室座椅支撐面上，如圖2所示；試驗(yàn)選擇在安靜開(kāi)闊具有光滑路面的場(chǎng)地進(jìn)行，試驗(yàn)設(shè)備清單見(jiàn)表1。

圖2 加速度傳感器測(cè)點(diǎn)布置

表1 振動(dòng)試驗(yàn)設(shè)備清單

混合動(dòng)力汽車發(fā)動(dòng)機(jī)起停頻繁，研究發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)引起的車身振動(dòng)問(wèn)題，需要消除其它因素如路面等對(duì)振動(dòng)的影響，此次設(shè)計(jì)的振動(dòng)試驗(yàn)只針對(duì)車輛掛D擋踩制動(dòng)踏板靜止的發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)工況。在試驗(yàn)開(kāi)始前，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行充分熱機(jī)。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻液溫度達(dá)到90℃時(shí)，關(guān)閉發(fā)動(dòng)機(jī)，車輛靜止，手動(dòng)設(shè)置起動(dòng)條件，使系統(tǒng)進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)工況。

1.3 振動(dòng)數(shù)據(jù)處理及分析

發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)是短時(shí)間的瞬態(tài)過(guò)程，其振動(dòng)信號(hào)屬于典型的瞬態(tài)非平穩(wěn)信號(hào)?？紤]到快速傅里葉變換(FFT)和振動(dòng)劑量值(VDV)在處理瞬態(tài)非平穩(wěn)信號(hào)時(shí)存在固有時(shí)頻分辨率和數(shù)據(jù)長(zhǎng)度對(duì)計(jì)算結(jié)果有較大影響的問(wèn)題，本文中采用時(shí)域分析法分析發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)引起的車身振動(dòng)。

為提高精度，信號(hào)采樣頻率較高。采樣頻率高會(huì)導(dǎo)致信號(hào)噪聲，因此在試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析前，首先對(duì)原始數(shù)據(jù)進(jìn)行了零相位低通濾波。發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)工況時(shí)域分析如圖3所示。圖中發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩為發(fā)動(dòng)機(jī)控制器發(fā)送的發(fā)動(dòng)機(jī)名義轉(zhuǎn)矩，非轉(zhuǎn)矩傳感器測(cè)試得到。

圖3 振動(dòng)測(cè)試時(shí)域響應(yīng)

從圖3中可以看出，混合動(dòng)力汽車發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程劃分為4個(gè)階段，其中Ⅰ為起動(dòng)初始化階段，Ⅱ?yàn)橥限D(zhuǎn)階段，Ⅲ為初始燃燒階段，Ⅳ為起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)矩加載階段。在發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)初始化階段，動(dòng)力源處于待機(jī)狀態(tài)，各項(xiàng)振動(dòng)加速度均較小，在初始化階段末期，一些振動(dòng)信號(hào)有小幅波動(dòng)，是B1從鎖止到打開(kāi)以及其它部件如油泵等工作導(dǎo)致的；在拖轉(zhuǎn)階段，電機(jī)施加轉(zhuǎn)矩快速拖轉(zhuǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)至目標(biāo)點(diǎn)火轉(zhuǎn)速，各向振動(dòng)加速度波動(dòng)較大，500r·min-1時(shí)縱向加速度達(dá)到最大幅值，為0.98m·s-2，拖轉(zhuǎn)階段末期，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速上升至730r·min-1，此時(shí)發(fā)生了第一次點(diǎn)火，橫向和垂向加速度均達(dá)到最大幅值；初始燃燒階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速持續(xù)上升，此時(shí)為避免初始燃燒階段發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩不穩(wěn)定導(dǎo)致轉(zhuǎn)速波動(dòng)情況出現(xiàn)，系統(tǒng)仍分配一定的電機(jī)轉(zhuǎn)矩拖轉(zhuǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)，在這個(gè)階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩不穩(wěn)定導(dǎo)致橫向和垂向加速度波動(dòng)較大；在起動(dòng)結(jié)束轉(zhuǎn)矩加載階段，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩估算不精確導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)，各向振動(dòng)加速度幅值有增大的趨勢(shì)，其中垂向加速度增加明顯。

1.4 試驗(yàn)結(jié)果一致性分析

為考察試驗(yàn)結(jié)果的一致性，在相同條件下進(jìn)行了12次發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)試驗(yàn)，通過(guò)數(shù)據(jù)對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)加速度峰值出現(xiàn)的時(shí)刻與圖3所示的基本一致，峰值趨勢(shì)一致，起動(dòng)前發(fā)動(dòng)機(jī)停缸位置不一致導(dǎo)致了峰值大小不一致。綜上所述，車輛掛D擋踩制動(dòng)踏板靜止?fàn)顟B(tài)的發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)對(duì)車身振動(dòng)影響的試驗(yàn)有效。

2 振動(dòng)理論分析

發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程引起的車身振動(dòng)是多激勵(lì)源和多傳遞路徑相互耦合作用下的復(fù)雜動(dòng)態(tài)響應(yīng)。懸置和懸架是車輛固有的部件，為了找到快速解決振動(dòng)的方案，假設(shè)懸置和懸架系統(tǒng)問(wèn)題不能在短時(shí)間內(nèi)解決，只針對(duì)動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行分析。

2.1 混合動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)分析

人體對(duì)低頻振動(dòng)較為敏感，此次研究只針對(duì)低頻振動(dòng)特性，首先對(duì)動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行簡(jiǎn)化和等效，如圖4所示。

圖4 動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)模型等效圖

圖中：Jeng為發(fā)動(dòng)機(jī)等效慣量；Jc為行星架等效慣量；Jm為大電機(jī)和大太陽(yáng)輪等效慣量；Jm1為小電機(jī)和小太陽(yáng)輪等效慣量；Jr為主減速器、輸出齒圈和差速器等效慣量；Jfw為前輪轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；Jv為車身等效慣量；Kd為扭轉(zhuǎn)減振器剛度；Kh為半軸扭轉(zhuǎn)剛度；Kt為輪胎扭轉(zhuǎn)剛度；Cd為扭轉(zhuǎn)減振器等效線性阻尼；Ch為半軸等效線性阻尼；Ct為輪胎等效線性阻尼。整個(gè)傳動(dòng)系統(tǒng)等效為多慣量扭轉(zhuǎn)振動(dòng)動(dòng)力學(xué)模型。

2.2 系統(tǒng)激勵(lì)分析

從圖4可以看出，系統(tǒng)的激勵(lì)有發(fā)動(dòng)機(jī)、電機(jī)和功率分流機(jī)構(gòu)各部件。發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率與轉(zhuǎn)速成正比，在起動(dòng)過(guò)程中，可以把發(fā)動(dòng)機(jī)看作是一個(gè)動(dòng)態(tài)掃頻激勵(lì)。電機(jī)有快速響應(yīng)轉(zhuǎn)矩的特點(diǎn)，電機(jī)對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)的激勵(lì)主要是轉(zhuǎn)矩的突變與階躍變化，可以看作是一個(gè)廣譜激勵(lì)，此次研究暫不涉及電機(jī)轉(zhuǎn)矩變化對(duì)混合動(dòng)力汽車振動(dòng)的影響。此外，系統(tǒng)還有來(lái)自功率分流機(jī)構(gòu)各部件的激勵(lì)，這種激勵(lì)非常復(fù)雜，此次研究暫不涉及。

車用往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)具有運(yùn)動(dòng)不均勻性的特征。發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中，由其受力分析可知，缸內(nèi)氣體壓力變化、活塞連桿機(jī)構(gòu)往復(fù)慣性力和初始點(diǎn)火階段燃燒不穩(wěn)定導(dǎo)致曲軸轉(zhuǎn)矩波動(dòng)，這種波動(dòng)通過(guò)懸置和懸架傳遞給車身，導(dǎo)致振動(dòng)和噪聲。

2.3 傳動(dòng)路徑分析

激勵(lì)通過(guò)懸置、動(dòng)力總成傳動(dòng)系統(tǒng)和懸架傳遞至車身，產(chǎn)生振動(dòng)。懸置橡膠的阻尼與剛度以及安裝位置、懸置支架的剛度、懸架的阻尼與剛度、半軸的剛度和扭轉(zhuǎn)減振器的阻尼與剛度等對(duì)車身振動(dòng)均有不同程度的影響。

3 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩分析

本文中主要針對(duì)初始點(diǎn)火階段的振動(dòng)問(wèn)題，采用控制激勵(lì)源的方法，對(duì)混合動(dòng)力汽車NVH性能進(jìn)行優(yōu)化。發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)是主要的激勵(lì)源，下文將對(duì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程轉(zhuǎn)矩的因素進(jìn)行詳細(xì)分析。

3.1 發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩分析

發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩可表達(dá)為

式中：Ti為發(fā)動(dòng)機(jī)指示轉(zhuǎn)矩；ηλ為空燃比效率；ηL為點(diǎn)火角效率；Tf為發(fā)動(dòng)機(jī)阻力矩。工程上的Ti是通過(guò)臺(tái)架測(cè)試獲得的理論值，一般處理成轉(zhuǎn)速和相對(duì)進(jìn)氣量的表格，測(cè)試時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)充分熱機(jī)，燃燒穩(wěn)定；在實(shí)際工況，尤其是起動(dòng)點(diǎn)火及點(diǎn)火后的暖機(jī)過(guò)程中，通過(guò)式(1)計(jì)算得到的發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩與實(shí)際轉(zhuǎn)矩值存在差異。

針對(duì)空燃比和點(diǎn)火角對(duì)指示轉(zhuǎn)矩的影響，在車輛匹配的自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)見(jiàn)表2，試驗(yàn)方法見(jiàn)表3。

根據(jù)不同工況下測(cè)試得到的數(shù)據(jù)，擬合后的空燃比和點(diǎn)火效率曲線見(jiàn)圖5，其中空燃比在0.899～1區(qū)域，效率為100%。

3.2 發(fā)動(dòng)機(jī)指示轉(zhuǎn)矩分析

實(shí)際點(diǎn)火過(guò)程中發(fā)動(dòng)機(jī)指示轉(zhuǎn)矩理論表達(dá)式可用HENDRICKS E[8]總結(jié)的公式和功率轉(zhuǎn)矩?fù)Q算公式推導(dǎo)得出。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

表3 試驗(yàn)方法

圖5 空燃比和點(diǎn)火效率擬合曲線

整合式(2)和式(3)可得

ηi與空燃比效率和點(diǎn)火效率有關(guān)，式(4)可進(jìn)一步表達(dá)為

式中：Pi為發(fā)動(dòng)機(jī)指示功率，kW；n為轉(zhuǎn)速，r·min-1；Hu為汽油低熱值，取 43 960kJ/kg；ηi為指示熱效率；mf為進(jìn)入氣缸的燃油質(zhì)量流量，g/s；τ為噴油脈寬，s；τd為無(wú)效噴油脈寬，s；Ti為指示轉(zhuǎn)矩，N·m。

3.3 噴油脈寬分析

計(jì)算進(jìn)入氣缸的燃油流量需要首先得到噴油脈寬和無(wú)效噴油脈寬的公式，有研究表明，噴油閥開(kāi)啟和關(guān)閉均有一定的延時(shí)，關(guān)閉的延時(shí)時(shí)間不能抵消開(kāi)啟延時(shí)時(shí)間，開(kāi)啟和關(guān)閉延時(shí)時(shí)間的差值可定義為無(wú)效噴油脈寬，這里用τd表示。τd隨車載12V蓄電池電壓升高而逐漸減小[9]，隨著噴油器的不同，具體的值有所不同，本次研究采用的噴油器無(wú)效噴油脈寬特征如圖6所示。

圖6 無(wú)效噴油脈寬特征曲線

噴油脈寬τ與相對(duì)進(jìn)氣量有關(guān)，相對(duì)進(jìn)氣量是指進(jìn)入氣缸的新鮮空氣量占標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)(大氣壓力101.3kPa，溫度273K)下氣缸充氣量的百分比，可表示為

式中：p為絕對(duì)壓力，Pa；V為體積，m3；m為質(zhì)量，kg；R為氣體常數(shù)，N·m/(kg·K)；T為熱力學(xué)溫度，K；mN為進(jìn)入氣缸的新鮮空氣質(zhì)量，kg；pN為進(jìn)氣壓力，Pa；Vh為氣缸容積(單缸)，m3；TN為進(jìn)氣溫度，K；m0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下氣缸內(nèi)空氣質(zhì)量，kg；p0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下大氣壓力，Pa；T0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下溫度，K；Rair為理論相對(duì)進(jìn)氣量。對(duì)于單個(gè)氣缸而言，每個(gè)工作循環(huán)進(jìn)入氣缸的空氣包括兩部分，一部分為新鮮空氣，另一部分為殘留在缸內(nèi)的空氣，殘留在缸內(nèi)的空氣又分為滯留廢氣和回流廢氣，因此，理論進(jìn)氣量還應(yīng)減去這部分殘余空氣量，才能得到實(shí)際的進(jìn)氣量，可表示為

式中：Ractl為實(shí)際相對(duì)進(jìn)氣量；pr為殘余廢氣壓力，Pa，可由式(11)計(jì)算得到；feff為充氣系數(shù)，可由式(12)和式(13)推導(dǎo)得出。

式中：pre為滯留在缸內(nèi)的廢氣壓力，Pa，根據(jù)理想氣體方程和修正系數(shù)計(jì)算得到，與排氣背壓、排氣門關(guān)閉時(shí)刻、排氣溫度和轉(zhuǎn)速有關(guān)，排氣背壓越高，滯留在缸內(nèi)的廢氣壓力越高，排溫越高，滯留在缸內(nèi)的廢氣壓力越低，排氣門關(guān)閉越早，滯留的廢氣壓力越高，轉(zhuǎn)速主要影響排氣的流動(dòng)阻力；pref為氣門重疊時(shí)排氣背壓與進(jìn)氣壓力差導(dǎo)致的回流廢氣壓力，Pa，氣門重疊角越小，回流的廢氣越少(回流廢氣量在排氣背壓低于進(jìn)氣壓力時(shí)為負(fù)值)；fv為進(jìn)氣容積占?xì)飧子行莘e(氣缸有效容積是指發(fā)動(dòng)機(jī)一個(gè)理論沖程，從上止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)到下止點(diǎn)活塞掃過(guò)的容積)的百分比，進(jìn)氣容積包括活塞運(yùn)動(dòng)到上止點(diǎn)時(shí)燃燒室的容積和進(jìn)氣上止點(diǎn)到進(jìn)氣門關(guān)閉整個(gè)過(guò)程活塞掃過(guò)的容積；ε為壓縮比；r為曲柄半徑，m；L為連桿長(zhǎng)度，m；θ為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)距離進(jìn)氣上止點(diǎn)的角度，°CA；fa為轉(zhuǎn)速和進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻導(dǎo)致進(jìn)氣量差異的修正系數(shù)，通過(guò)試驗(yàn)得到。噴油脈寬τ可表示為

式中：fai為相對(duì)進(jìn)氣量與噴油脈寬的換算系數(shù)，與噴油器特性相關(guān)；λ為空燃比。

3.4 進(jìn)入氣缸燃油流量分析

進(jìn)氣道多點(diǎn)噴射汽油機(jī)的油膜形成和蒸發(fā)時(shí)間主要與轉(zhuǎn)速和進(jìn)氣壓力有關(guān)：油膜形成比例隨轉(zhuǎn)速升高而降低，隨進(jìn)氣壓力升高而降低；油膜蒸發(fā)時(shí)間隨轉(zhuǎn)速升高而增加[9-11]。

3.5 點(diǎn)火時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)指示轉(zhuǎn)矩影響因素分析

通過(guò)以上分析可知，影響點(diǎn)火瞬間發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的因素有點(diǎn)火角、空燃比、點(diǎn)火時(shí)的進(jìn)氣壓力、進(jìn)氣溫度、進(jìn)排氣門開(kāi)啟和關(guān)閉角度以及點(diǎn)火時(shí)的轉(zhuǎn)速。

轉(zhuǎn)速、負(fù)荷和點(diǎn)火角確定時(shí)，指示轉(zhuǎn)矩在空燃比處于0.899～1范圍內(nèi)時(shí)能得到較大值，隨著空燃比遠(yuǎn)離0.899～1范圍，指示轉(zhuǎn)矩呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)；相同轉(zhuǎn)速、負(fù)荷和空燃比確定情況下，點(diǎn)火角設(shè)置為最優(yōu)點(diǎn)火角時(shí)，與非最優(yōu)點(diǎn)火角相比，指示轉(zhuǎn)矩較大，在最優(yōu)點(diǎn)火角基礎(chǔ)上推遲或提前點(diǎn)火角，指示轉(zhuǎn)矩均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

點(diǎn)火階段的空燃比主要受進(jìn)氣壓力和燃油加濃因子影響：燃油加濃因子隨發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水溫升高而減小；調(diào)節(jié)節(jié)氣門開(kāi)度實(shí)現(xiàn)對(duì)進(jìn)氣壓力的控制，進(jìn)氣壓力隨節(jié)氣門開(kāi)度增大而升高。

4 優(yōu)化方案及有效性驗(yàn)證

4.1 優(yōu)化方案分析

本文中主要針對(duì)熱機(jī)工況發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)點(diǎn)火瞬間進(jìn)行優(yōu)化。根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)控制策略的實(shí)際情況，考慮到進(jìn)氣溫度在不同環(huán)境和工況下均有所不同；起動(dòng)過(guò)程中VVT液壓系統(tǒng)壓力建立較慢和機(jī)油溫度低等導(dǎo)致VVT不能穩(wěn)定工作，進(jìn)排氣門的開(kāi)啟和關(guān)閉角度優(yōu)化在當(dāng)前的發(fā)動(dòng)機(jī)上無(wú)法實(shí)現(xiàn)；起動(dòng)燃油加濃因子在完成排放標(biāo)定后不能變更；本次研究采用優(yōu)化點(diǎn)火角和點(diǎn)火時(shí)的進(jìn)氣壓力的方法解決發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)問(wèn)題。其中，推遲點(diǎn)火角以減小缸內(nèi)爆發(fā)壓力和壓力升高率，從而達(dá)到減小指示轉(zhuǎn)矩幅值和變化率的目的；降低進(jìn)氣壓力，調(diào)節(jié)混合氣空燃比，使得進(jìn)入氣缸的混合氣利于穩(wěn)定燃燒。

為了使發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩在起動(dòng)階段對(duì)車身振動(dòng)影響最小，要求發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩與設(shè)定的理想轉(zhuǎn)矩曲線無(wú)限逼近。因此，首先設(shè)定目標(biāo)函數(shù)求取點(diǎn)火階段轉(zhuǎn)矩最小累積偏差和，可表示為

式中：ΔTEng為點(diǎn)火階段轉(zhuǎn)矩最小累計(jì)偏差和；ts為點(diǎn)火階段持續(xù)的時(shí)間，定義為從首次點(diǎn)火前1個(gè)周期(10ms為1個(gè)周期)開(kāi)始到點(diǎn)火后第18個(gè)周期結(jié)束，共計(jì)0.2s；TEng(t)為發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩函數(shù)，根據(jù)式(5)和式(9)處理為點(diǎn)火角A(t)、進(jìn)氣壓力pN(t)的函數(shù)；Td(t)為抑制輸出齒圈轉(zhuǎn)速抖動(dòng)的發(fā)動(dòng)機(jī)目標(biāo)輸出轉(zhuǎn)矩函數(shù)。

采用粒子群算法，求解目標(biāo)函數(shù)，得出A(t)和pN(t)最優(yōu)解。粒子群算法流程如圖7所示。

圖7 粒子群算法求解流程

優(yōu)化過(guò)程中的適應(yīng)度函數(shù)值變化如圖8所示，最優(yōu)適應(yīng)值約為43N·m，進(jìn)化11代后收斂。

4.2 方案實(shí)施

將粒子群算法中的點(diǎn)火角和進(jìn)氣壓力最優(yōu)解移植到發(fā)動(dòng)機(jī)管理系統(tǒng)中，作為試驗(yàn)優(yōu)化的基礎(chǔ)參數(shù)，然后通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果和目標(biāo)的對(duì)比，微調(diào)參數(shù)，解決點(diǎn)火抖動(dòng)的問(wèn)題。

優(yōu)化前后的參數(shù)對(duì)比如圖9所示。

4.3 優(yōu)化結(jié)果評(píng)價(jià)

此次優(yōu)化研究的效果評(píng)價(jià)參考ISO2631—1標(biāo)準(zhǔn)，見(jiàn)表4，加速度傳感器布置點(diǎn)與前文描述的一致，軸向加速度均方根計(jì)算公式可表示為

圖8 適應(yīng)度函數(shù)值變化

圖9 起動(dòng)過(guò)程發(fā)動(dòng)機(jī)優(yōu)化參數(shù)對(duì)比

式中：N=1+(t/tstep)，為采集數(shù)據(jù)的個(gè)數(shù)，tstep=0.001s，為數(shù)據(jù)采集的間隔時(shí)間；aw(t)為軸向加速度函數(shù)。

縱向、橫向和垂向總加權(quán)加速度計(jì)算公式為

式中：awx為X軸向加速度均方根；awy為Y軸向加速度均方根；awz為Z軸向加速度均方根。

表4 評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

傳感器和數(shù)據(jù)采集設(shè)備參數(shù)與前文描述的一致，優(yōu)化前后起動(dòng)工況的對(duì)比如圖10所示。從圖10中可以看出，熱機(jī)工況下，與優(yōu)化前相比，優(yōu)化后各向振動(dòng)加速度幅值均呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，優(yōu)化前加權(quán)加速度為0.437 5m·s-2，優(yōu)化后加權(quán)加速度為0.194 1m·s-2。

圖10 優(yōu)化前后點(diǎn)火瞬間振動(dòng)加速度對(duì)比

5 結(jié)論

(1)進(jìn)行了熱機(jī)后車輛靜止工況的發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)對(duì)混合動(dòng)力汽車振動(dòng)的試驗(yàn)研究，分析認(rèn)為起動(dòng)拖轉(zhuǎn)階段發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在500r·min-1時(shí)縱向加速度達(dá)到峰值，第一次點(diǎn)火瞬間橫向和垂向加速度達(dá)到峰值；

(2)建立了傳動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)模型，分析了激勵(lì)源和傳遞路徑，認(rèn)為起動(dòng)過(guò)程中發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)是混合動(dòng)力汽車低頻振動(dòng)的主要激勵(lì)源；

(3)通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩公式推導(dǎo)，認(rèn)為進(jìn)氣壓力和點(diǎn)火角是影響發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火瞬間輸出轉(zhuǎn)矩的主要因素；

(4)利用粒子群算法求出的最優(yōu)點(diǎn)火角和進(jìn)氣壓力參數(shù)，降低了起動(dòng)點(diǎn)火瞬間振動(dòng)加速度幅值。