湯一飛 劉麗新 吳亞軍 姜冠伊 周宇

（中國第一汽車股份有限公司技術(shù)中心，長春 130011）

AMT離合器恒轉(zhuǎn)矩起步控制策略研究

湯一飛 劉麗新 吳亞軍 姜冠伊 周宇

（中國第一汽車股份有限公司技術(shù)中心，長春 130011）

以商用車AMT起步控制策略為研究對象，基于離合器轉(zhuǎn)矩傳遞過程，提出一種新策略以控制沖擊度和平穩(wěn)起步，并進行對比分析。利用試驗擬合出從動盤總成軸向剛度特性曲線方程，在此基礎(chǔ)上建立以離合器分離行程精確控制輸出轉(zhuǎn)矩的計算模型，并研究離合器耐久性試驗后轉(zhuǎn)矩控制的修正方法，形成了全壽命周期的離合器恒轉(zhuǎn)矩起步控制策略。臺架模擬試驗結(jié)果表明，該策略能夠滿足整車自動起步要求。

1 前言

目前，國內(nèi)自主品牌商用車AMT研究與應用還處于起步階段，并沒有形成產(chǎn)業(yè)化，且自動起步是AMT推廣應用所面臨的最大困難，在此過程中往往伴有不同程度的聳車、頓挫甚至熄火等現(xiàn)象。由于離合器傳遞的轉(zhuǎn)矩變化規(guī)律直接影響到起步質(zhì)量，因此離合器控制策略在AMT研究中顯得尤為重要。本文通過研究論證，提出一種新的離合器控制策略并進行對比分析。

2 起步過程分析及新控制策略的提出

2.1 起步過程分析

評價起步過程質(zhì)量有兩個指標：離合器沖擊度j和滑磨功Lc。j是汽車縱向的加速度突變，當其超出一定范圍，整車表現(xiàn)為聳車、頓挫現(xiàn)象。對車輛傳動系統(tǒng)動力學模型進行合理簡化處理，可將j表示為[1]：

式中，a為車輛縱向加速度；v為車速；r為車輪滾動半徑；ig為起步擋速比；i0為主減速器速比；ωc為離合器從動盤角速度；Ic為汽車的傳動部件等簡化到離合器從動軸上的轉(zhuǎn)動慣量；Tc為離合器傳遞轉(zhuǎn)矩。

可見，在汽車各相關(guān)參數(shù)一定的情況下，j和Tc的變化率大小成正比，如果Tc變化率為零，即Tc為恒定值，則j就為零。因此，如能開發(fā)一種新起步策略，精確控制Tc并使其維持在任一預期值附近，則AMT自動起步?jīng)_擊度大的問題就會解決。該策略稱之為恒轉(zhuǎn)矩起步控制策略。

2.2 幾種控制策略對比

AMT執(zhí)行機構(gòu)的輸出參數(shù)分為力、速度和位移，其控制方法有力控制、轉(zhuǎn)矩控制、速度控制和位移控制[2]。力控制和轉(zhuǎn)矩控制屬于精確控制，效果較好，但成本高昂，并不適合商用車。速度控制和位移控制屬于模糊邏輯控制，采用廣泛[3～6]，但國內(nèi)自主開發(fā)的控制程序由于起步晚而不盡完善，導致實際效果并不理想。

對比分析模糊邏輯控制策略和恒轉(zhuǎn)矩控制策略下的起步接合過程，如圖1所示，其中前者參數(shù)前綴F，后者參數(shù)前綴為C，ne為飛輪轉(zhuǎn)速，nc為從動盤轉(zhuǎn)速，Tf為阻力矩。

圖1 兩種控制策略接合過程對比示意

由圖1可知：

a.恒轉(zhuǎn)矩起步并非指整個起步過程轉(zhuǎn)矩恒定不變，而是指轉(zhuǎn)矩遞增至超過汽車行駛阻力矩（圖1半接合點）一定值后在主、從動盤同步滑磨過程（t2～t3）中維持不變，從而將此階段的沖擊度降至最低或零。

b.同等條件下恒轉(zhuǎn)矩控制策略相比模糊邏輯控制策略起步時間長，滑磨功高。原因在于滑磨階段，前者控制Tc不變，從動盤連同整車的加速度近似恒定；而后者控制Tc逐漸增大，從動盤連同整車的加速度隨之增大，主、從動盤同步所需時間短，滑磨功也較低。根據(jù)滑磨功的定義[3]可知，應盡量降低發(fā)動機起步轉(zhuǎn)速，通過減小同步轉(zhuǎn)速差以降低滑磨功，延長離合器使用壽命。

c.恒轉(zhuǎn)矩控制策略的本質(zhì)在于通過犧牲可接受的起步時間和滑磨功，來換取整車起步的平穩(wěn)性。

兩種策略各有優(yōu)缺點，但由于現(xiàn)階段模糊邏輯控制策略還不成熟，且從動盤的耐磨性相對廉價可靠，故恒轉(zhuǎn)矩控制策略的開發(fā)應用具有現(xiàn)實意義，而其關(guān)鍵在于實現(xiàn)對Tc的精確控制。

3 離合器起步過程轉(zhuǎn)矩傳遞精確控制策略

3.1 摩擦轉(zhuǎn)矩傳遞的影響因素

由式（1）可知，j取決于Tc變化率的大小，而在離合器起步過程中，僅在同步滑磨階段產(chǎn)生j，此時離合器主從動盤接合程度已經(jīng)越過半接合點，典型單片式Tc為：

式中，μc為摩擦系數(shù)；FN為從動盤總成所受壓緊力；Rc為當量摩擦半徑，對于任一定型產(chǎn)品是一定值。

3.1.1μc的變化規(guī)律

從動盤總成摩擦襯片和離合器壓盤及飛輪之間的μc隨溫度和轉(zhuǎn)速差變化。AMT車輛起步時間一般應控制在2～5 s以內(nèi)[7]，因此在離合器正常接合過程中，滑磨階段時長一般不超過3 s。由文獻[8]可知，采用維持發(fā)動機恒轉(zhuǎn)速的辦法，能有效提高車輛起步品質(zhì)。

對某知名品牌430型膜片彈簧離合器進行定轉(zhuǎn)速（600 r/min）、定接合量、定溫度的滑磨試驗，結(jié)果見表1。

表1 滑磨試驗結(jié)果

可見，在離合器不少于4 s的強制滑磨過程中，摩擦襯片表面溫度迅速升高，摩擦系數(shù)也隨之降低。由于摩擦系數(shù)最大降幅只有5.4%，故在此階段可將其視為一個常數(shù)，用起止平均值0.294來近似表示。

3.1.2FN的變化規(guī)律

在AMT離合器接合過程中，高速電磁開關(guān)閥按既定程序控制分離撥叉和分離軸承行程，使壓盤升程減小至壓緊從動盤總成，從而產(chǎn)生摩擦轉(zhuǎn)矩。離合器接合過程中受力分析如圖2所示。

圖2 離合器接合過程受力分析

離合器接合過程中，A點以前，F(xiàn)N為零；C點以后，F(xiàn)N等于從動盤彈力；從動盤變形階段即AC區(qū)間，膜簧變形彈力Fs被從動盤軸向變形彈力Ft和分離力Fe所平衡，根據(jù)牛頓第三定律知：

可見，離合器接合過程中的壓緊力隨壓盤升程的變化規(guī)律可用從動盤總成軸向剛度特性等效描述。

3.1.3 分離行程與壓縮量及壓緊力之間的關(guān)系

從動盤總成軸向壓縮量z實際上由離合器壓盤所在位置決定，故分離行程x通過控制壓盤升程y間接決定FN的大小[9]。離合器的分離特性曲線如圖3所示。

圖3 離合器蓋總成分離特性曲線

由膜片彈簧離合器相關(guān)特性可知，分離行程與從動盤總成壓縮量存在關(guān)系：

式中，h為從動盤總成安裝狀態(tài)下的壓縮量；k為壓盤升程曲線的斜率；b為曲線在縱軸上的截距。

分析從動盤總成軸向壓縮量與壓緊力之間的關(guān)系，即從動盤總成軸向剛度特性曲線。由理論可知，該曲線類似一條非線性遞增函數(shù)曲線，故只需擬合出該曲線的方程式，則對一定范圍內(nèi)任意給定的FN，即可求解出z。

因此，通過控制分離行程來控制z和FN，即可精確控制Tc的大小及變化規(guī)律。

3.2 基于全壽命周期的剛度特性描述

從動盤總成軸向剛度特性在初始狀態(tài)和耐久后狀態(tài)并不相同，由于控制策略是面向產(chǎn)品全壽命周期的，故對剛度特性的研究也需以全壽命模型為對象。

3.2.1 初始狀態(tài)剛度特性

目前，國內(nèi)離合器廠家一般通過反復試驗、調(diào)整波形彈簧片的過渡倒角和拱高落差的方法來修正從動盤總成軸向剛度特性，使該曲線落在預定范圍內(nèi)，但只有范圍限定而無精確描述。為此，通過試驗得出一系列壓緊力與軸向壓縮量數(shù)據(jù)組，再利用多項式對這些散點進行擬合，就可得出一個解析方程式。并對3件樣品進行試驗。

對3條試驗曲線各典型散點進行分析，找出最大值Fmax、最小值Fmin、平均值Fa、平均值與實際散點之間最大誤差值Fd及誤差率δ，結(jié)果見表2。

在離合器起步滑磨階段，經(jīng)計算可知整車空載和滿載所對應從動盤總成壓縮量處于0.3～0.6 mm，誤差范圍最大為5.5%。該誤差根據(jù)實際應用情況可以酌情接受；否則，需對產(chǎn)品一致性做出更嚴格要求，以期誤差在可接受范圍內(nèi)。

表2 剛度特性數(shù)值分析

對試驗測取各個離散點的平均值用多項式進行回歸分析，可知五次多項式能精準擬合，并將置信度控制在95%以上?；貧w模型方程式為：

式中，p1=9.355×105；p2=-1.506×106；p3=9.34×105；p4=-2.515×105；p5=3.937×104；p6=-1619。

對式（5）取典型點Fi與Fa進行對比檢驗，結(jié)果見表3。在從動盤總成壓縮量為0.3～0.6 mm，各典型點的回歸方程式計算值與實際值誤差不大于3.64%，如對精度有更高要求，可提高擬合多項式階次，直至滿足實際需求為止。

表3 回歸預測模型誤差分析

根據(jù)整車控制精度需求，對式（5）按合適步長取一系列散點參數(shù)組（Fa，z），并存儲在ROM中，TCU通過判定整車起步工況，讀取預定參數(shù)組按給定算法計算輸出即可獲得所需起步轉(zhuǎn)矩。

3.2.2 使用過程中的剛度誤差修正

離合器從動盤總成在使用中，摩擦襯片因磨損厚度逐漸減小，波形彈簧片剛度也因疲勞而有所強化。因此，隨著離合器分離接合次數(shù)增加，其起步控制程序也應適時調(diào)整，以修正因從動盤總成變薄和軸向剛度強化而導致的系統(tǒng)誤差。從動盤總成的軸向剛度及疲勞特性主要由波形彈簧片自身特性決定[10]。對樣品進行50萬次疲勞試驗，分別根據(jù)試驗前后剛度特性測取一系列典型點，結(jié)果見表4。

表4 耐久試驗前后剛度變化對比 %

由表4可知，從動盤總成剛度變化幅度在壓縮量維度上的分布并不規(guī)律，因此剛度修正難以采用公式表達的方法，而只能以試驗法修正各參數(shù)組。以5萬次疲勞耐久后的剛度修正為例，疲勞耐久前后剛度曲線如圖4所示。

圖4 疲勞耐久前后剛度特性曲線對比

對初始狀態(tài)的任一參數(shù)組，以壓緊力為基準找出疲勞耐久后曲線上對應的壓縮量值，即可得到修正參數(shù)組（Fa，z′），依此組成一個5萬次疲勞耐久后的修正數(shù)據(jù)包。對于未能在試驗中直接測得的數(shù)據(jù)點，可通過在相鄰兩點間插值近似替代。

據(jù)此，對TCU進行設(shè)置：每分離接合1 000次，以上次完全接合時分離軸承所處位置為零點；參數(shù)庫包含n個數(shù)據(jù)包，依次對應初始狀態(tài)和各個設(shè)定次數(shù)的耐久狀態(tài)，當計數(shù)傳感器監(jiān)測到離合器分離接合至某設(shè)定次數(shù)時，TCU自動轉(zhuǎn)入下一個修正數(shù)據(jù)包求解，即可得到相應的控制輸出指令。

4 試驗驗證

假設(shè)某AMT商用車在坡道自動起步，系統(tǒng)監(jiān)測到整車RFM量為50 t，坡道角度為α（tanα=8%），加速度a0=0.3 m/s2。由于在起步過程中，車速一般較低，車輛起步瞬間完成所用時間短，故理論研究中認為在車輛起步過程中道路阻力矩M變化率為零[11]，可得離合器需提供的轉(zhuǎn)矩為：

式中，β為輪胎角加速度；W為整車質(zhì)量；RT為輪胎滾動半徑；ψ=sinα+f·cosα。

目前國內(nèi)沖擊度推薦值[12]為j≤17.64 m·s-3，故在起步3 s滑磨過程中加速度變化量應滿足：

為方便計算，假設(shè)滑磨過程中加速度恒定，則-52.62≤at≤53.22，將相關(guān)參數(shù)代入式（6）得。實際上不可能小于零，從而其數(shù)值范圍應為。

若Tc穩(wěn)定為595 N·m，則整車可按a0=0.3 m/s2的加速度均勻起步；而在滑磨階段，只要在上述范圍內(nèi)，即可保證j不超標。聯(lián)立式（2）～式（5）得：

為防止因誤差使實際轉(zhuǎn)矩偏小導致整車不能起步，對所需轉(zhuǎn)矩取1.1的后備系數(shù)得Tc(a0)=655 N·m；μc取 0.294；Rc=0.172 mm?？傻脁=3.95 mm。

據(jù)此隨機抽取3套樣品進行磨合，按表5條件進行臺架模擬試驗，結(jié)果如圖5所示。

表5 離合器強制滑磨試驗條件

圖5 離合器滑磨曲線

試驗結(jié)果與理論計算值對比見表6，分析可知：

a.離合器預定滑磨起點傳遞轉(zhuǎn)矩非常接近理論值，證明該策略是完全可行的；實際值普遍略小，因此后備系數(shù)很有必要。

b.引入后備系數(shù)后滑磨起點加速度均大于理論值，但j與a的大小無關(guān)，只與其變化率有關(guān)，因此該情況對實車起步無實質(zhì)影響。

c.離合器越過半接合點到達穩(wěn)定點區(qū)間，j最有可能超標，實車控制程序應保證此段接合過程適度平穩(wěn)。

d.隨著溫度升高，從動盤的μc減小導致Tc減小，而軸向熱膨脹使其所受壓緊力增大導致Tc增大，在兩種相反趨勢作用下，最終輸出轉(zhuǎn)矩變大變小都有可能，但基本呈均勻態(tài)勢且變幅較小，故對j影響也較小。

表6 理論值與試驗結(jié)果對比

為確保整車不會出現(xiàn)因轉(zhuǎn)矩降低導致整車減速不能起步甚至離合器燒蝕事件，可在TCU和ECU程序中采取預防措施：當在起步中監(jiān)測到從動盤轉(zhuǎn)速不變或降低時，適當加大油門開度和離合器接合量，即可保證源動力和傳遞轉(zhuǎn)矩均滿足起步需求。

5 結(jié)束語

分析了AMT車輛起步過程中的離合器動力學特性，以從動盤總成軸向剛度為切入口，利用五次多項式對其進行了精確擬合，通過試驗給出了疲勞耐久后的參數(shù)組修正方法，并提出了通過精確控制離合器分離行程以間接控制其傳遞轉(zhuǎn)矩大小的新策略，以此保障沖擊度維持在低水平，并在臺架試驗中證明了其可行性。

1 楊晶晶.某商用車AMT離合器起步過程控制研究：[學位論文].重慶：重慶理工大學，2013.

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3 李笛.AMT車輛離合器起步控制策略研究及應用：[學位論文].長沙：湖南大學，2013.

4 胡建軍，胡宏奎，伍國強,等.重型商用車AMT自動控制策略及試驗分析.重慶大學學報，2010，33（6）：31～41.

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10 姜彥,魯統(tǒng)利.從動盤波形彈簧片對干式離合器扭矩傳遞的影響分析.傳動技術(shù)，2013（2）：7～11.

11 李冬冬.汽車起步階段AMT離合器模糊控制方法研究：[學位論文].秦皇島：燕山大學，2013.

12 雷曉東.電控機械自動變速系統(tǒng)換檔控制策略研究.重慶：重慶大學，2005.

（責任編輯 晨 曦）

修改稿收到日期為2016年10月1日。

Research on the Constant Torque Starting Control Strategy of AMT Clutch

Tang Yifei,Liu Lixin,Wu Yajun,Jiang Guanyi,Zhou Yu
（China FAW Corporation Limited R&D Center,Changchun 130011）

With starting control strategy of commercial vehicle AMT as research object,a new strategy based on the torque transfer process of clutch was proposed in order to control the degree of impact and start smoothly,comparative analysis was also carried out.With the fitting equation of stiffness characteristics of the driven clutch plate was obtained by test,a model for precisely calculating output torque by controlling clutch release stroke was established,and the correction method of output torque controlling after the durability test of the clutch was studied,then a constant torque starting control strategy of the full clutch life cycle was formed.Bench test results indicated that the strategy can meet the requirements of vehicle automatic start.

AMT,Clutch,Constant torque,Start,Control strategy

AMT 離合器 恒轉(zhuǎn)矩 起步 控制策略

U463.2

A

1000-3703（2017）07-0020-05