自適應(yīng)廣義S變換汽油機(jī)怠速振動(dòng)分析

劉瑞駿 ,郝志勇,鄭　旭,蘇　航,蔣洪峰

(1. 浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院,浙江 杭州 310027； 2. 浙江吉利動(dòng)力總成研究院,浙江 寧波 315336)

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自適應(yīng)廣義S變換汽油機(jī)怠速振動(dòng)分析

劉瑞駿1,郝志勇1,鄭旭1,蘇航2,蔣洪峰2

(1. 浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院,浙江 杭州 310027； 2. 浙江吉利動(dòng)力總成研究院,浙江 寧波 315336)

摘要:為了獲得某汽油機(jī)怠速時(shí)的振動(dòng)特性,以便進(jìn)行有針對(duì)性的NVH(振動(dòng)、噪聲、平順性)改進(jìn)優(yōu)化,采用自適應(yīng)廣義S變換對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行時(shí)頻分析.與S變換結(jié)果的對(duì)比表明,自適應(yīng)廣義S變換具有更合適的時(shí)頻分辨率.對(duì)某直列四缸汽油機(jī)進(jìn)行怠速工況振動(dòng)測(cè)試,并調(diào)整氣門(mén)間隙及發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷.時(shí)頻分布的對(duì)比表明,冷啟動(dòng)時(shí)主要振動(dòng)源為配氣機(jī)構(gòu)及活塞敲擊.冷機(jī)時(shí),進(jìn)、排氣門(mén)落座激勵(lì)頻率分別為500～2 100 Hz及800～2 200 Hz,活塞敲擊激勵(lì)頻率為400～6 000 Hz.當(dāng)熱負(fù)荷增大后,發(fā)動(dòng)機(jī)整體振幅銳減,噴油器激勵(lì)凸顯,燃燒激勵(lì)始終微弱.熱機(jī)時(shí),進(jìn)排氣門(mén)落座激勵(lì)頻率分別為2 200～5 800 Hz及3 800～6 000 Hz,活塞敲擊激勵(lì)頻率為2 500～3 000 Hz以及4 500～5 000 Hz,噴油器激勵(lì)頻率為3 800～5 700 Hz.結(jié)果表明,不同熱負(fù)荷狀態(tài)下振動(dòng)的頻率特性區(qū)別較大,熱機(jī)時(shí)低頻成分減少.

關(guān)鍵詞：自適應(yīng)廣義S變換；汽油機(jī)；怠速振動(dòng)；熱負(fù)荷；頻率特性

怠速狀態(tài)是發(fā)動(dòng)機(jī)的一個(gè)主要運(yùn)轉(zhuǎn)工況,車輛在城市交通中時(shí)常會(huì)處在怠速工況[1].當(dāng)?shù)∷龠\(yùn)轉(zhuǎn)時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)幾乎是僅有的噪聲源[2]，因此無(wú)論在商用車還是乘用車上,怠速噪聲都是發(fā)動(dòng)機(jī)重要的評(píng)價(jià)指標(biāo)之一[3].降低發(fā)動(dòng)機(jī)的怠速噪聲同時(shí)也是社會(huì)的需求[4].振動(dòng)與噪聲具有緊密的聯(lián)系,從振動(dòng)的角度入手研究怠速噪聲將更快捷、準(zhǔn)確.

Miura等[4]對(duì)一臺(tái)直列四缸柴油機(jī)進(jìn)行了測(cè)試并發(fā)現(xiàn),怠速噪聲的主要來(lái)源是正時(shí)配氣機(jī)構(gòu)、活塞連桿、燃油系統(tǒng)及缸內(nèi)燃燒.Watanabe等[2]對(duì)某缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的高壓油軌進(jìn)行改進(jìn)后使得發(fā)動(dòng)機(jī)怠速噪聲得到明顯下降.Pollack等[5]認(rèn)為內(nèi)燃機(jī)的機(jī)械噪聲具有寬頻帶特性并主要處在2 000～4 000Hz,而與其聯(lián)系最密切的是配氣機(jī)構(gòu)和曲軸系統(tǒng).Badawi等[6]分離了一臺(tái)四沖程柴油機(jī)的噪聲信號(hào)并確認(rèn)了多種噪聲所處的頻段,其中氣門(mén)落座為3 400～3 700Hz,活塞敲擊噪聲為 3 200～3 400Hz；Fabi等[7]通過(guò)對(duì)振動(dòng)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析后發(fā)現(xiàn),發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體的橫向振動(dòng)隨著活塞配缸間隙的增大有明顯增大的趨勢(shì),表明活塞敲擊在發(fā)動(dòng)機(jī)NVH中占有重要地位.然而,以上研究均沒(méi)有涉及到汽油機(jī)怠速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)冷、熱機(jī)狀態(tài)下主要機(jī)械激勵(lì)的頻率特征.

在內(nèi)燃機(jī)振聲信號(hào)分析領(lǐng)域,金陽(yáng)[8]利用短時(shí)傅里葉變換(short-timeFouriertransform,STFT)對(duì)柴油機(jī)全負(fù)荷與倒拖工況的表面振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行分析,確定了缸蓋罩、油底殼、缸蓋與缸體以及排氣系統(tǒng)產(chǎn)生的對(duì)應(yīng)振動(dòng)所處的頻帶.郝志勇等[9]采用連續(xù)小波變換(continuouswavelettransform,CWT)對(duì)某內(nèi)燃機(jī)的輻射噪聲進(jìn)行了時(shí)頻分析,識(shí)別了主要噪聲源.Li等[10]提出了一種廣義S變換(generalizedStransform,GST)和非負(fù)張量分解法相結(jié)合的方法并應(yīng)用于內(nèi)燃機(jī)故障診斷.鄭旭[11]在S變換(Stransform,ST)的基礎(chǔ)上將其廣義化,并結(jié)合Sejdic等[12-13]提出的基于能量集中程度度量法的自適應(yīng)窗寬ST理論,提出了自適應(yīng)廣義S變換(adaptivegeneralizedStransform,AGST),通過(guò)仿真對(duì)比發(fā)現(xiàn)STFT及CWT、ST高頻段的頻率分辨率均較低,并存在頻率混疊現(xiàn)象,而AGST能夠有效地彌補(bǔ)這些缺陷,并將其應(yīng)用于內(nèi)燃機(jī)機(jī)械噪聲與燃燒噪聲的識(shí)別與分離.

本文基于AGST對(duì)某2.4L汽油機(jī)怠速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)的主要振動(dòng)激勵(lì)源進(jìn)行識(shí)別與分析.通過(guò)比較不同氣門(mén)間隙以及熱負(fù)荷的振動(dòng)時(shí)頻圖,確定不同狀態(tài)下氣門(mén)落座激勵(lì)與活塞敲擊激勵(lì)分別所處的頻段.該發(fā)動(dòng)機(jī)為直列四缸四沖程、自然吸氣式水冷汽油機(jī),采用雙頂置凸輪軸及進(jìn)氣道噴射,氣門(mén)由頂置凸輪軸直驅(qū),燃油噴射及點(diǎn)火由電子控制,怠速轉(zhuǎn)速為750±50r/min,發(fā)火順序?yàn)?-3-4-2.

1自適應(yīng)廣義S變換基本理論

1.1廣義S變換

對(duì)于一個(gè)平方可積信號(hào)x(t),其S變換[14]為

(1)

式中：t為時(shí)間，f為頻率,w(t,f)為高斯窗函數(shù)：

(2)

式中：σ(f)為標(biāo)準(zhǔn)差：

(3)

這就決定了ST的窗寬隨頻率的增大而減小,故而在低頻具有較高的頻率分辨率,在高頻具有較高的時(shí)間分辨率.

引入調(diào)整參數(shù)m對(duì)σ(f)稍作改進(jìn)：

(4)

此時(shí)通過(guò)調(diào)整m的大小就可以改變窗寬,進(jìn)而改善時(shí)頻分辨率.m的取值范圍為(0.6,1.0],m過(guò)小則窗寬過(guò)大,時(shí)間分辨率較差；m大于1.0時(shí)窗寬太小,僅適用于瞬態(tài)脈沖信號(hào)的分析.

由此,GST可以定義為

GST(t,f,m)=

(5)

1.2局部最優(yōu)時(shí)頻分辨率理論

局部最優(yōu)時(shí)頻分辨率[11]是為GST確定隨頻率(時(shí)間)變化的局部能量最集中的m值,使得每個(gè)頻率(時(shí)間)局部的能量都最為集中.計(jì)算步驟如下.

1)通過(guò)式(1)～(5)計(jì)算GST,其中m=0.60,0.61,0.62,…,0.98,0.99,1.00；

2)對(duì)GST結(jié)果進(jìn)行處理以保證其頻域特性：

(6)

式中：W(m,f)為某個(gè)m值下的高斯窗函數(shù)w(t,f,m)的傅里葉變換結(jié)果.

3)對(duì)一個(gè)給定的頻率f計(jì)算能量集中程度,其度量值CM為

(7)

式中：n∈[4,10],以確保不同m值得到的時(shí)頻分布能量具有較大差異,便于比較.

4)通過(guò)取CM的最小值來(lái)確定該頻率f下的最佳m值：

(8)

5)此時(shí),AGST可以表示為

AGSTx(t,f)=GSTx(t,f,mopt(f)).

(9)

AGST的無(wú)損可逆特性和離散形式在文獻(xiàn)[11]中已有明確闡述,此處不再贅述.

2汽油機(jī)怠速振動(dòng)測(cè)試

試驗(yàn)時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)采用三點(diǎn)懸置固定于測(cè)試臺(tái)架上,如圖1所示.運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)為脫軸怠速,轉(zhuǎn)速為750r/min.試驗(yàn)時(shí)使用HEADDIC24信號(hào)采集器和Dytran振動(dòng)加速度傳感器.振動(dòng)加速度信號(hào)采樣頻率為12kHz,分析頻率為6kHz.將曲軸位置傳感器的電壓信號(hào)引出同時(shí)進(jìn)行監(jiān)測(cè)記錄,用以讀取活塞上止點(diǎn)時(shí)刻.振動(dòng)測(cè)點(diǎn)布置在缸蓋進(jìn)氣側(cè)(主推力側(cè)),軸向位置盡可能對(duì)應(yīng)各缸中心,如圖2所示.由于與噴油器干涉且發(fā)動(dòng)機(jī)布局緊湊,傳感器布置時(shí)稍有偏離,與預(yù)期效果有一定差別.尤其是第四缸測(cè)點(diǎn)位置靠近后端剛度較大處,導(dǎo)致其后續(xù)測(cè)試結(jié)果偏小,但對(duì)整體分析影響并不大.圖2中,虛線代表氣缸中心線,同時(shí)也是噴油器所處位置,方框表示振動(dòng)傳感器位置.

圖1　被測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架布置狀態(tài)Fig.1　Bench setup of tested engine

圖2　振動(dòng)測(cè)點(diǎn)布置Fig.2　Arrangement of vibration measurement points

試驗(yàn)主要分3步：1)在較大的氣門(mén)間隙及冷機(jī)啟動(dòng)狀態(tài)下進(jìn)行測(cè)試,冷卻水溫度為18.9 ℃；2)減小氣門(mén)間隙,同樣在冷機(jī)怠速時(shí)測(cè)試,冷卻水溫度為20.6 ℃；3)在前一步測(cè)試的基礎(chǔ)上令發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)一段時(shí)間后達(dá)到熱機(jī)狀態(tài),再次測(cè)試,冷卻水溫度57.3 ℃.需要說(shuō)明的是,前兩步測(cè)試中,冷機(jī)啟動(dòng)初期發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速較高(1 000r/min左右),須待其穩(wěn)定在750r/min附近并同時(shí)確保冷卻水溫度較低后進(jìn)行測(cè)試.氣門(mén)間隙的調(diào)節(jié)通過(guò)更換氣門(mén)頂筒實(shí)現(xiàn),如圖3和4所示.每一個(gè)氣門(mén)頂筒都有各自確定的厚度,更換較厚的氣門(mén)頂筒可以起到減小氣門(mén)間隙的效果.更換頂筒前、后的各氣門(mén)間隙如表1所示.其中d1為更換前的氣門(mén)間隙,d2為更換后間隙,氣門(mén)編號(hào)1～8沿前端指向后端方向.

圖3　缸蓋內(nèi)部構(gòu)造俯瞰圖Fig.3　Aerial view of internal structure in cylinder head

圖4　氣門(mén)頂筒Fig.4　Picture of valve lifters

Tab.1Enginevalveclearancesvaluebeforeandafterreplacementmm

氣門(mén)編號(hào)d1d2氣門(mén)編號(hào)d1d21234進(jìn)氣門(mén)0.290.21排氣門(mén)0.330.27進(jìn)氣門(mén)0.280.21排氣門(mén)0.330.26進(jìn)氣門(mén)0.290.23排氣門(mén)0.380.26進(jìn)氣門(mén)0.280.21排氣門(mén)0.340.265678進(jìn)氣門(mén)0.270.21排氣門(mén)0.340.26進(jìn)氣門(mén)0.280.21排氣門(mén)0.330.26進(jìn)氣門(mén)0.280.23排氣門(mén)0.330.27進(jìn)氣門(mén)0.280.22排氣門(mén)0.330.27

試驗(yàn)的主要目的為識(shí)別與分析氣門(mén)落座激勵(lì)、活塞敲擊激勵(lì)、噴油器激勵(lì)以及燃燒激勵(lì)的時(shí)頻特性,分析手段為AGST.

3AGST處理結(jié)果與比較

圖5　某段振動(dòng)信號(hào)的時(shí)頻分析圖Fig.5　Time-frequency analysis of vibration signal section

圖5中a、b分別為某段實(shí)測(cè)振動(dòng)信號(hào)經(jīng)ST和AGST處理得到的時(shí)頻圖,圖中θ為曲軸轉(zhuǎn)角,比例尺表示加速度a.可以明顯地看到,經(jīng)過(guò)ST處理的時(shí)頻圖在時(shí)域上具有較高的分辨率,而在頻域上的分辨率隨著頻率的升高急劇惡化.AGST克服了這一缺點(diǎn),即使在高頻段依然有令人滿意的頻率分辨率,更適用于內(nèi)燃機(jī)振動(dòng)信號(hào)的處理.

4怠速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)主要振動(dòng)激勵(lì)分析

圖6～8為經(jīng)AGST處理后,不同測(cè)試工況中各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)時(shí)頻圖,0°CA對(duì)應(yīng)第一缸壓縮上止點(diǎn).其中每一幅圖均對(duì)應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)一個(gè)工作循環(huán),比例尺幅值統(tǒng)一為0～0.3g.氣門(mén)開(kāi)閉與噴油時(shí)刻如表2所示,氣門(mén)疊開(kāi)角為25°CA.

圖6　大氣門(mén)間隙、冷機(jī)狀態(tài)各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)時(shí)頻圖Fig.6　Time-frequency analysis of each vibration signal of cold engine with large valve clearances

圖7　小氣門(mén)間隙、冷機(jī)狀態(tài)各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)時(shí)頻圖Fig.7　Time-frequency analysis of each vibration signal of cold engine with small valve clearances

圖8　小氣門(mén)間隙、熱機(jī)狀態(tài)各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)時(shí)頻圖Fig.8　Time-frequency analyses of each vibration signal of warm engine with small valve clearances

正時(shí)對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角進(jìn)氣門(mén)打開(kāi)-1.5°BTDC進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉95.0°ABDC排氣門(mén)打開(kāi)58.0°BBDC排氣門(mén)關(guān)閉26.5°ATDC噴油78.0°BTDC點(diǎn)火提前角6.0°CA

根據(jù)前文所述,第四缸傳感器布置的位置不理想,從冷機(jī)狀態(tài)的時(shí)頻圖中也能發(fā)現(xiàn)其幅值較小于其余3個(gè)測(cè)點(diǎn),故暫不討論該測(cè)點(diǎn)在冷機(jī)狀態(tài)下的信息.

4.1冷機(jī)狀態(tài)

4.1.1配氣機(jī)構(gòu)激勵(lì)調(diào)節(jié)氣門(mén)間隙會(huì)使氣門(mén)激勵(lì)產(chǎn)生較大的變化,而對(duì)其他激勵(lì)源幾乎沒(méi)有影響.當(dāng)氣門(mén)間隙減小時(shí),凸輪與頂筒的接觸狀態(tài)發(fā)生改變,氣門(mén)打開(kāi)與關(guān)閉時(shí)的沖擊將減小,激勵(lì)也就隨之降低.對(duì)比圖6與圖7,前3缸測(cè)試結(jié)果的區(qū)別主要體現(xiàn)在第三缸測(cè)點(diǎn)：

1)205°CA左右,頻率范圍約為500～2 100Hz,此時(shí)對(duì)應(yīng)第二缸排氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻；

2)450°CA左右,頻率范圍約為800～2 200Hz,此時(shí)對(duì)應(yīng)第二缸進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻；

3)630°CA左右,頻率范圍約為1 000～1 800Hz,此時(shí)對(duì)應(yīng)第一缸進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻.

氣門(mén)間隙減小后這3處沖擊均得到明顯的抑制,因此,可以肯定激勵(lì)源為氣門(mén)開(kāi)閉.進(jìn)一步又可以確定,當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于冷機(jī)狀態(tài)時(shí),排氣門(mén)關(guān)閉產(chǎn)生的激勵(lì)所處頻段為500～2 100Hz,而進(jìn)氣門(mén)落座激勵(lì)約為800～2 200Hz.

4.1.2活塞敲擊激勵(lì)除去上述所明確的氣門(mén)落座激勵(lì),減小氣門(mén)間隙后某些突出的振動(dòng)激勵(lì)并沒(méi)有發(fā)生顯著變化,具體表現(xiàn)為上、下止點(diǎn)前30°CA～40°CA處400～6 000Hz的寬頻振動(dòng).這與氣門(mén)開(kāi)閉時(shí)刻、噴油時(shí)刻、點(diǎn)火相位及燃燒階段均不吻合,因此該激勵(lì)很有可能是活塞敲擊激勵(lì).圖7與8的對(duì)比結(jié)果直觀地驗(yàn)證了這一點(diǎn).

當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷升高時(shí),活塞、缸套發(fā)生膨脹,配缸間隙減小,活塞敲擊激勵(lì)通常呈減小的趨勢(shì)[15],這與圖中所示情況非常吻合.當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷增大,處于熱機(jī)狀態(tài)后,這些振動(dòng)幅值明顯減小.一方面,發(fā)動(dòng)機(jī)的溫度升高不會(huì)使得噴油、燃燒發(fā)生較大的變化;另一方面,活塞在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中由于其自身的二階運(yùn)動(dòng)[16],通常會(huì)發(fā)生來(lái)回?cái)[動(dòng)、敲擊,這與圖6和7所示非常契合.寬頻振動(dòng)在很小的曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)連續(xù)發(fā)生了2次,而這是其他振動(dòng)激勵(lì)所無(wú)法完成的.故而可以斷定,當(dāng)該發(fā)動(dòng)機(jī)處于冷機(jī)怠速時(shí),活塞敲擊激勵(lì)所處頻段約為400～6 000Hz.考慮到6 000Hz以上已超出發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)噪聲的主要研究頻率,因此不再對(duì)更高的頻域展開(kāi)研究.

值得一提的是,縱向比較振動(dòng)幅值的大小發(fā)現(xiàn),180°CA和360°CA前的激勵(lì)主要體現(xiàn)在第三缸測(cè)點(diǎn)處,第二缸其次,第一缸最小,故可進(jìn)一步推斷這兩處由第三缸的活塞敲擊引起(當(dāng)然,由于測(cè)點(diǎn)布置的原因,也有可能是第四缸).同理可以推斷,540°CA和720°CA前的激勵(lì)由第二缸活塞敲擊引起.

4.1.3噴油器激勵(lì)及燃燒激勵(lì)當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)在運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí),電子噴油器的激勵(lì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)NVH(振動(dòng)、噪聲、平順性)的影響是非常大的,怠速工況尤為嚴(yán)重.當(dāng)噴油器工作時(shí),內(nèi)部的針閥落座沖擊對(duì)于缸體表面的振動(dòng)以及輻射噪聲均有貢獻(xiàn)[17].測(cè)試時(shí)噴油相位為78°BTDC,其振動(dòng)激勵(lì)應(yīng)當(dāng)對(duì)應(yīng)的時(shí)刻為102°CA、282°CA、462°CA、642°CA,這從圖6中冷機(jī)狀態(tài)下的時(shí)頻圖里可以隱約看到一些,但并不明顯.一方面,噴油器采用了橡膠隔振墊,起到了較好的隔振效果；另一方面,由于氣門(mén)落座與活塞敲擊產(chǎn)生了較大的振動(dòng),在冷機(jī)狀態(tài)下噴油器激勵(lì)便無(wú)法凸顯出來(lái).

燃燒是一個(gè)復(fù)雜的過(guò)程,汽油機(jī)的燃燒經(jīng)歷著火階段、急燃期以及后燃期[18].從著火到完全燃燒,時(shí)間軸上對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角范圍約為6°BTDC～15°ATDC,從冷機(jī)狀態(tài)的時(shí)頻圖中幾乎無(wú)法體現(xiàn).這其中有幾點(diǎn)原因：1)測(cè)試工況為怠速,此時(shí)的噴油量很小,缸內(nèi)壓力峰值較?。?)相比柴油機(jī),汽油機(jī)的燃燒是一個(gè)柔和的過(guò)程,缸內(nèi)壓力主要集中于低頻段[19].燃燒激勵(lì)直接作用于發(fā)動(dòng)機(jī)上,而發(fā)動(dòng)機(jī)剛度較大,因此對(duì)這樣的振動(dòng)并不敏感,測(cè)試時(shí)也就不容易在發(fā)動(dòng)機(jī)表面直接獲得燃燒激勵(lì)的成分；3)機(jī)械激勵(lì)較大,對(duì)燃燒激勵(lì)起到了一定的掩蓋效果.

為此,設(shè)計(jì)第三步熱機(jī)試驗(yàn),目的是：

1)確認(rèn)活塞敲擊激勵(lì)；2)減小主要機(jī)械激勵(lì)的影響,盡可能確認(rèn)噴油與燃燒激勵(lì)的頻率特性；3)研究配氣機(jī)構(gòu)及活塞敲擊激勵(lì)在冷、熱機(jī)怠速時(shí)的頻率特性差別.

4.2熱機(jī)狀態(tài)

將圖8的比例尺幅值調(diào)整到合適的大小,就能體現(xiàn)出熱機(jī)怠速狀態(tài)下各類振動(dòng)激勵(lì)的時(shí)頻特性,如圖9所示.就整體而言,絕大部分顯著振動(dòng)成分均處在2 000Hz以上,低頻成分極少.另外,由于熱負(fù)荷增大后整體振幅銳減,第四缸測(cè)點(diǎn)與其他3個(gè)位置測(cè)點(diǎn)的振幅處于同一量級(jí),該測(cè)點(diǎn)信息此時(shí)可以用于分析.

圖9　熱機(jī)怠速狀態(tài)各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)信號(hào)的時(shí)頻分布Fig.9　Time-frequency analysis of measured vibration signals at hot idling

4.2.1配氣機(jī)構(gòu)激勵(lì)依據(jù)氣門(mén)正時(shí),圖9用虛線在每一缸振動(dòng)時(shí)頻圖中標(biāo)記了對(duì)應(yīng)的氣門(mén)開(kāi)、閉時(shí)刻.標(biāo)記文字中第一個(gè)符號(hào)代表氣缸編號(hào),第二個(gè)代表進(jìn)氣(I)或排氣(E),第三個(gè)符號(hào)表示打開(kāi)(O)或關(guān)閉(C).由此可以快速讀取到測(cè)試中振動(dòng)較大的配氣激勵(lì)：

1)1IO：第一缸進(jìn)氣門(mén)打開(kāi),4 500～5 800Hz；

2)1IC：第一缸進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉,4 500～5 000Hz；

3)2IO：第二缸進(jìn)氣門(mén)打開(kāi),2 200～5 800Hz；

4)2IC：第二缸進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉,4 000～5 500Hz；

5)3IC：第三缸進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉,3 800～4 000Hz及4 300～6 000Hz；

6)3IO：第三缸進(jìn)氣門(mén)打開(kāi),2 300～5 800Hz；

7)4IC：第四缸進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉,5 000～5 800Hz.

由此可以大致歸類整理得到：當(dāng)熱機(jī)怠速時(shí),進(jìn)氣側(cè)測(cè)得的氣門(mén)激勵(lì)主要來(lái)源于進(jìn)氣門(mén)開(kāi)、閉時(shí)產(chǎn)生的沖擊,進(jìn)氣門(mén)打開(kāi)的頻率范圍約2 200～5 800Hz,而進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉產(chǎn)生的振動(dòng)主要分布于3 800～6 000Hz.這與冷機(jī)怠速時(shí)的結(jié)論完全不同,頻率有明顯的上升.

4.2.2活塞敲擊激勵(lì)當(dāng)活塞運(yùn)動(dòng)到壓縮上止點(diǎn)后,受較大的缸內(nèi)壓力及其自身二階運(yùn)動(dòng)的影響,通?；钊麜?huì)由副推力側(cè)拍向主推力側(cè),產(chǎn)生較大的沖擊,這是許多試驗(yàn)及仿真資料中已有定論的結(jié)果[15, 19],此處不再詳述.圖9中,根據(jù)1-3-4-2的發(fā)火順序,第二、三缸在對(duì)應(yīng)的壓縮上止點(diǎn)(540°CA及180°CA)附近出現(xiàn)了明顯的沖擊振動(dòng),第四缸測(cè)點(diǎn)在對(duì)應(yīng)氣缸的壓縮上止點(diǎn)(360°CA)處也可以觀察到.綜合起來(lái),其頻率范圍為2 500～3 000Hz以及4 500～5 500Hz.盡管燃燒發(fā)生的時(shí)刻與此相近,但根據(jù)前文所述,汽油機(jī)的燃燒激勵(lì)通常集中于低頻,且持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)于沖擊激勵(lì),可以排除.因此,對(duì)于熱機(jī)怠速狀態(tài)的活塞敲擊激勵(lì),其頻率分布也與冷機(jī)狀態(tài)不盡相同,原先的低頻成分幾乎消失.

4.2.3噴油器激勵(lì)及燃燒激勵(lì)當(dāng)噴油正時(shí)為78°BTDC,如圖9中實(shí)線所示.可見(jiàn),減小了主要機(jī)械激勵(lì)后,熱機(jī)狀態(tài)下噴油激勵(lì)的影響逐漸顯現(xiàn),噴油激勵(lì)所處頻段為3 800～5 700Hz.

盡管機(jī)械激勵(lì)引起的振動(dòng)已明顯減小,但燃燒激勵(lì)的成分依然無(wú)法在圖9中體現(xiàn)出來(lái),在壓縮上止點(diǎn)附近并沒(méi)有發(fā)現(xiàn)與其特性相仿的振動(dòng)信息.可見(jiàn),燃燒激勵(lì)在怠速工況下的貢獻(xiàn)量是非常小的.

5結(jié)論

(1)與ST處理的時(shí)頻圖對(duì)比表明,AGST在處理內(nèi)燃機(jī)振動(dòng)信號(hào)方面具有更合適的時(shí)頻分辨率,更適合于內(nèi)燃機(jī)NVH測(cè)試數(shù)據(jù)的分析.

(2)噴油器與燃燒激勵(lì)對(duì)冷機(jī)怠速振動(dòng)的貢獻(xiàn)較小.當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于冷機(jī)狀態(tài)時(shí),排氣門(mén)關(guān)閉激勵(lì)所處頻段為500～2 100Hz,而進(jìn)氣門(mén)落座約為800～2 200Hz；活塞敲擊處在400～6 000Hz這一寬頻段.這也就說(shuō)明通常所說(shuō)氣門(mén)激勵(lì)與活塞敲擊激勵(lì)處在中高頻的描述是適用于冷機(jī)怠速狀態(tài)的.

(3)熱機(jī)怠速時(shí)的各缸振動(dòng)時(shí)頻分布總體表明,發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷升高時(shí)的主要振動(dòng)頻率在2 000Hz以上.與冷機(jī)相比,熱機(jī)時(shí)的低頻振動(dòng)明顯減弱.進(jìn)氣門(mén)開(kāi)閉、活塞敲擊及噴油器激勵(lì)對(duì)應(yīng)的頻率特征如下：進(jìn)氣門(mén)打開(kāi)的頻率范圍約2 200～5 800Hz,而進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉對(duì)應(yīng)的頻段為3 800～6 000Hz；活塞敲擊激勵(lì)所處頻段為2 500～3 000Hz以及4 500～5 000Hz；噴油器激勵(lì)的頻率范圍為3 800～5 700Hz.

(4)對(duì)比冷、熱機(jī)狀態(tài)下的配氣及活塞敲擊激勵(lì)發(fā)現(xiàn),當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)溫度升高后,由于配合間隙的改變,所產(chǎn)生的振動(dòng)幅值出現(xiàn)銳減.同時(shí)，其頻率特征發(fā)生了較為明顯的變化,冷機(jī)時(shí)含有的低頻成分幾乎消失.可見(jiàn),這2種機(jī)械激勵(lì)的頻率特性不能簡(jiǎn)單地一言以蔽之,發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷對(duì)其產(chǎn)生的影響不可忽視.

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DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.03.009

收稿日期：2015-03-13.

作者簡(jiǎn)介：劉瑞駿(1990-)，男，博士生，從事汽車與發(fā)動(dòng)機(jī)NVH控制研究. ORCID: 0000-0003-2496-2629. E-mail: beefman@zju.edu.cn 通信聯(lián)系人：郝志勇，男，教授，博士生導(dǎo)師. ORCID: 0000-0002-9907-8734.E-mail：haozy@zju.edu.cn

中圖分類號(hào)：TK 417

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1008-973X(2016)03-08-0460

InvestigationofidlingvibrationcharacteristicsofgasolineenginebasedonadaptivegeneralizedStransform

LIURui-jun1,HAOZhi-yong1,ZHENGXu1,SUHang2,JIANGHong-feng2

(1. College of Energy Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China; 2. Zhejiang Geely Powertrain Research Institute, Ningbo 315336, China)

Abstract:A time-frequency analysis of the vibration signals was processed by adaptive generalized S transform (AGST) in order to obtain the idling vibration characteristics of a gasoline engine which will be helpful in the targeted NVH optimization. The AGST was proved to own more suitable time-frequency resolution, compared with S transform. A vibration measurement was conducted at idling for a four-cylinder inline gasoline engine and the valve clearances and the thermal load were adjusted during the experiment. Through the time-frequency distribution, the valve mechanism and the piston slap were demonstrated as dominated vibration sources at cold start. At cold idling, the frequencies of these excitations are respectively in the range of 500～2 100 Hz (inlet valve seating), 800～2 200 Hz (exhaust valve seating) and 400～6 000 Hz (piston slap). The overall amplitude slashed and the fuel injector excitation appeared along with the increase of the thermal load while the combustion signal was faint throughout. At hot idling, excitation frequencies respectively change to 2 200～5 800 Hz (inlet valve seating), 3 800～6 000 Hz (exhaust valve seating), 2 500～3 000 Hz and 4 500～5 000 Hz (piston slap). The major variation of vibration characteristics in frequency domain mainly manifest as an obvious decrease in the low frequency band at higher thermal load．

Key words:adaptive generalized S transform; gasoline engine; idling vibration; thermal load; frequency characteristic