李春芾 席軍強 劉春穎

1.內(nèi)蒙古大學交通學院,呼和浩特，0100702.北京理工大學機械與車輛學院，北京，1000813. 北奔重型汽車集團有限公司技術中心，包頭，014032

0 引言

離合器是車輛自動變速器重要的換擋執(zhí)行元件，換擋品質的好壞取決于對離合器油壓緩沖控制的品質[1-4]。多片濕式離合器油壓緩沖控制過程可分為快充油、油壓調(diào)節(jié)及完全接合三個階段，其中離合器快充油控制是離合器油壓緩沖控制過程的關鍵階段。理想的快充油時間是使摩擦片與鋼片處于輕微的滑摩狀態(tài)，此時離合器調(diào)壓過程控制會更容易且離合器油壓緩沖過程較短[5-8]。但理想的快充油時間并不是固定值，受油溫、轉速等因素的影響，因此本文通過理論分析及仿真,研究了各種因素對離合器快充油時間的影響，為了獲得理想的離合器快充油時間，制定了離合器快充油控制策略，并進行了試驗驗證。

1 離合器快充油時間的影響因素理論分析

圖1為自動變速器常見的離合器油壓緩沖控制原理圖，該系統(tǒng)是以電磁閥為先導閥，以雙邊節(jié)流滑閥為后置流量和壓力放大裝置，構成的二級閥系統(tǒng)[9]。

圖1 離合器充放油控制原理圖Fig.1 Clutch charge and discharge control schematic

在快充油階段電磁閥的進油口完全打開，其控制的雙邊節(jié)流滑閥進油口迅速開啟至最大，回油口則迅速關閉，若忽略間隙泄漏的影響，則認為進入離合器油缸的流量等于進入油缸內(nèi)油液體積的變化率，即有

(1)

V=VCB-ΔV

VCB=V0+Apxp

式中，qVCB為進入離合器油缸的流量，m3/s；V為進入油缸內(nèi)油液的體積(油液壓縮前的體積)，m3；ΔV為油液體積的壓縮量(當液體壓縮時，ΔV為負)，m3；VCB為油缸的容積，m3；V0為油缸的初始容積，m3；Ap為活塞壓力作用面積，m2；xp為活塞的行程，m。

則進入離合器油缸內(nèi)的油液體積為

(2)

若將進入離合器油缸的流量取平均值，則快充油時間可表示為

(3)

液體的壓縮性大小用壓縮系數(shù)表示，即

(4)

Δp=pCB-pCB,0

式中，Δp為液體壓力變化量(Δp與ΔV符號相反)，Pa；pCB為離合器油缸內(nèi)的壓力，Pa；pCB，0為離合器油缸內(nèi)的初始油壓力，Pa。

在常溫條件下，純凈液壓油(不含水和雜質)的體積壓縮系數(shù)很小，故一般認為液壓油是不可壓縮的(即認為ΔV=0)。

理想情況下，快充油階段結束時離合器處于輕微的滑摩狀態(tài)，此時已消除摩擦片的自由間隙，活塞行程接近達到最大，則有

VCB=VCB，0+Apxp，max

(5)

式中，VCB，0為離合器活塞位于油缸最底部時的油缸容積，m3；xp，max為離合器活塞在油缸中的最大行程，m。

依據(jù)式(3)、式(5)和ΔV=0，可得出離合器快充油時間為

(6)

根據(jù)快充油階段的流量平衡方程式可得

qVo=qVi-qVf

(7)

式中，qVo、qVi分別為雙邊節(jié)流閥輸出流量和輸入流量，m3/s；qVf為雙邊節(jié)流閥反饋油道輸入流量，m3/s。

由流量平衡關系可知，雙邊節(jié)流滑閥輸出流量等于進入離合器油缸的流量(即qVo=qVCB)，離合器進油道可以看作細長孔，由流體理論可知，流量計算表達式為[10]

(8)

式中，d為離合器油道較細段的直徑平均值，m；l為離合器油道長度，m；μ為油液動力黏度；po為滑閥出油口油壓，Pa。

節(jié)流閥打開時，由縫隙的節(jié)流表達式可知，雙邊節(jié)流閥的輸入流量為

(9)

式中，Cd為節(jié)流口流量系數(shù)；D為滑閥閥芯直徑，m；xv為閥口開度，m；ρ為液壓油密度，kg/m3；pz為主油路油壓(以下簡稱“主油壓”)，Pa。

雙邊節(jié)流閥反饋油道輸入流量為

(10)

式中，Sf為雙邊節(jié)流閥反饋油壓作用的截面積，m2。

在快充油階段，離合器油缸的平均油壓取決于回位彈簧初始壓縮量、活塞面積和活塞行程，即

(11)

式中，xc0為彈簧初始壓縮量，m；Kc為回位彈簧剛度，N/mm。

當溫度升高時，液體的分子間距加大，液體內(nèi)摩擦力減小，液體動力黏度減?。划敎囟冉档蜁r，液體動力黏度增大。由式(6)和式(8)可知，離合器的快充油時間隨油溫的升高而縮短。

離合器接合所需的流量qVCB若在主油壓保持不變的條件下供給，則要求油泵具有很大的油流量值，通常在液壓操縱系統(tǒng)中，為使油泵不致設計過大，其流量qVB常選小于接合離合器的流量，油泵的流量與所需流量之比的平方稱為主油壓下降系數(shù)，即

(12)

其中，一般可取δ=0.40～0.75[11]，正因為油泵的流量小于接合離合器的流量，從而造成換擋過程中出現(xiàn)主油壓下降的現(xiàn)象。

(13)

自動變速器液壓系統(tǒng)通過油泵來供油，由發(fā)動機驅動，油泵的流量計算表達式為

(14)

式中，np為油泵的轉速(數(shù)值等于發(fā)動機轉速)；Vp為油泵的排量。

離合器是旋轉件，旋轉油缸內(nèi)的液壓油由于受到離心力的作用而產(chǎn)生離心油壓，轉速越高則離心力產(chǎn)生的附加油壓越大。圖2為離心油壓簡圖。

圖2 離心油壓計算簡圖Fig.2 Calculation diagram of centrifugal oil pressure

由圖2可以看出，旋轉油缸活塞上的作用力Fp由靜壓力Fj和液壓油離心力Fl兩部分組成，即

Fp=Fj+Fl

(15)

油缸半徑R處的離心油壓可表示為[11]

(16)

ωd=αω

式中，pl為離心油壓，Pa；ωd為油液隨油缸旋轉的角速度，rad/s；ω為油缸旋轉的角速度，rad/s；α為滯后系數(shù)，一般可取α=0.80～0.95；r0為主油壓進入油缸入口處的半徑，m。

則整個活塞上作用的液壓油離心力表示為

(17)

式中，R1、r1分別為活塞的外圓半徑和內(nèi)圓半徑，m。

綜上可知，作用在活塞上的液壓油離心壓力與離合器轉速的平方成正比，離合器轉速越高，液壓油離心力越大。

2 離合器快充油時間的影響因素仿真分析

為了驗證各種因素對快充油時間的影響，通過AMESim軟件進行了建模與仿真，仿真模型見圖3，主要仿真參數(shù)見表1。

圖3 離合器快充油仿真模型圖Fig.3 Simulation model diagram of clutch fastfilling oil

圖4所示為離合器快充油過程的仿真結果，活塞的受力包括由于離合器油缸旋轉引起的液壓油離心力、液壓油靜壓力及活塞密封圈的摩擦力。其中OA段為離合器油缸的充油過程，此時活塞只受到液壓油離心力的作用，接近A點時，液壓油離心力稍大于活塞回位彈簧的彈力，因此活塞發(fā)生了少許位移。過了A點后，液壓油充滿離合器空腔，油壓開始增大，并克服回位彈簧彈力及活塞密封圈摩擦力，活塞開始快速移動。一直到B點時離合器摩擦片開始貼合，活塞位移接近最大，離合器油壓開始迅速增大，隨后快充油階段結束。

表1 仿真模型主要參數(shù)

(a)仿真結果1

(b)仿真結果2圖4 離合器快充油過程仿真結果Fig.4 Simulation results of clutch in fast oil filling processes

圖5為考慮不同溫度對快充油時間影響的仿真曲線，可以看出，當溫度較低時，溫度對快充油時間的影響較大；達到一定溫度后，溫度對快充油時間的影響較小。通過進一步仿真可知，當油道節(jié)流口的有效直徑較大時，達到一定溫度后快充油時間幾乎不受溫度的影響。

圖5 溫度對快充油時間的影響Fig.5 The effect of temperature on fast oil filling time

圖6所示為不同發(fā)動機轉速對快充油時間影響的仿真結果，可以看出，隨著發(fā)動機轉速的提高，快充油時間縮短，且隨著發(fā)動機轉速的提高這種影響逐漸變小，達到一定轉速后，這種影響可以忽略不計，此時稱該轉速為臨界轉速。

圖6 不同發(fā)動機轉速對快充油時間的影響對比Fig.6 Comparison of effects of different engine rotation speeds on fast oil filling time

圖7為不同離合器轉速對快充油時間的影響仿真曲線，可以看出，離合器轉速的高低對快充油時間幾乎沒有影響。

圖7 不同離合器轉速對快充油時間的影響對比Fig.7 Comparison of the influence of different clutch rotation speeds on fast oil filling time

3 離合器快充油控制策略試驗

圖8和圖9分別為快充油時間為300 ms和400 ms的試驗曲線，試驗在大功率液力機械自動變速器一擋起步掛擋條件下進行，充油元件為離合器，為了清晰起見，在圖中對占空比進行了放大處理。由圖8可知，在快充油階段結束后離合器仍處于分離狀態(tài)，之后進入下一階段的控制，隨著占空比的增大，離合器進入滑摩狀態(tài)，渦輪轉速開始下降，這表明快充油時間過短，需由下一階段的控制進行補償，從而造成換擋時間變長。此外，由于液壓系統(tǒng)本身的滯后性，易造成油壓的超調(diào)而引起沖擊，因此圖8中的試驗情況需要延長快充油時間。由圖9可知，在快充油階段結束時，渦輪轉速即開始有輕微的下降，此時為理想的目標。對比圖8 可知，當快充油時間延長至420 ms后，整個換擋過程的控制油壓波動更小，渦輪轉速下降更平緩，換擋過程更加平順，這表明給定理想的快充油時間十分重要。

(a)渦輪轉速和離合器油壓

(b)占空比圖8 初始快充油時間為300 ms的一擋起步掛擋試驗曲線Fig.8 Starting shift test curve with 300 ms initial fast oil filling time

綜上可知，理想的快充油時間隨油溫等因素變化而變化，固定的快充油時間不能適應不同條件下的要求，需采用一定的控制策略來自動修正快充油時間以獲得理想值。若快充油時間過短，將影響后面的緩沖控制，使換擋時間變長且油壓易超調(diào)；反之，若快充油時間長于理想值，則會直接引起沖擊，使后面的緩沖控制難以實現(xiàn)。

(a)渦輪轉速和離合器油壓

(b)占空比圖9 初始快充油時間為420 ms的一擋起步掛擋試驗曲線Fig.9 Starting shift test curve with 420 ms initial fast oil filling time

試驗和仿真均證明了當油溫較低時，對快充油時間的影響顯著，因此在變速器工作過程中，可以實時依據(jù)電控單元檢測到的油溫確定初始的快充油時間，再根據(jù)發(fā)動機轉速對其進行修正。具體策略如下：通過仿真和試驗確定出所給定的一組固定油溫下的理想初始快充油時間，并存儲到電控單元，電控單元可根據(jù)檢測的溫度，通過插值法實時求出所需的初始快充油時間，再根據(jù)發(fā)動機轉速進行修正，控制策略的表達式如下：

(18)

式中，ti為理想的快充油時間，s；tt為電控單元根據(jù)溫度確定的初始快充油時間(對應的發(fā)動機轉速為臨界轉速),s；ne為發(fā)動機轉速，r/min；net為臨界轉速，r/min；ke為修正系數(shù)。

當ne>net時，油泵流量足夠大，發(fā)動機轉速對快充油時間的影響很小，故ke需通過試驗確定。

對上述控制策略進行了實車試驗，圖10為大功率液力機械自動變速器低擋起步時離合器充油過程的試驗曲線，其中t1～t2為離合器快充油階段。由于油壓傳感器安裝在進油道上，不能直接測得離合器油腔中的油壓，故圖10中的離合器油壓值并非是離合器油腔內(nèi)部的壓力值，而是進油道上的壓力值，因此在快充油階段的測量值要大于離合器內(nèi)部的真實值(由于流量變化較快)?？斐溆碗A段結束后，由于流量變化較小，油壓測量值接近離合器油腔內(nèi)部的真實值。由圖10可以看出，快充油階段結束后，渦輪轉速即開始輕微下降，表明試驗獲得了理想的控制效果，且驗證了控制策略的可行性。

4 結論

(1)隨著油溫的升高，液壓油動力黏度減小，離合器的快充油時間縮短。

(2)隨著發(fā)動機轉速的升高，油泵的流量增加，離合器的快充油時間縮短。

(3)作用在活塞的液壓油離心壓力與離合器轉速的平方成正比，但由于離合器回位彈簧的作用，離合器快充油時間幾乎不受離合器轉速的影響。

(4)通過試驗驗證了獲得理想快充油時間的重要性，若快充油時間過短，會使換擋時間變長，且后續(xù)控制易出現(xiàn)油壓超調(diào)；反之，若快充油時間過長，則會直接引起沖擊，使后續(xù)緩沖控制難以實現(xiàn)。

(5)制定了離合器快充油的控制策略：依據(jù)油溫實時確定初始的快充油時間，再根據(jù)發(fā)動機轉速對初始快充油時間進行修正，試驗驗證了控制策略的可行性。