(江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院， 江蘇鎮(zhèn)江212013)

0 引言

雙質(zhì)量飛輪式扭振減振器DMF是一種降低傳動(dòng)系扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的新型扭振減振器[1-3]。雙質(zhì)量飛輪將原本位于離合器內(nèi)部的扭振減振器布置到發(fā)動(dòng)機(jī)的飛輪內(nèi)部[2-3]。由于發(fā)動(dòng)機(jī)飛輪的直徑較大，使減振器的布置空間相應(yīng)也增大很多，扭振彈簧的扭轉(zhuǎn)剛度得以降低(扭轉(zhuǎn)剛度只為離合器從動(dòng)盤式扭轉(zhuǎn)減振器的1/30～1/20)，同時(shí)也增大了減振器工作時(shí)的扭轉(zhuǎn)角度(極限轉(zhuǎn)角能夠達(dá)到30°～70°)[4-5]。這樣布置扭振減振器使汽車怠速工況下的共振轉(zhuǎn)速和行駛工況下的共振頻率降低，因而能夠發(fā)揮出更優(yōu)良的減振性能[6]。自其誕生的20世紀(jì)80年代中期以來(lái)，逐漸的廣泛運(yùn)用于各類汽車[7-8]?，F(xiàn)階段，國(guó)外雙質(zhì)量飛輪的技術(shù)已經(jīng)結(jié)構(gòu)成熟、性能穩(wěn)定，擁有成熟的產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)鏈、大量的專利產(chǎn)品和相關(guān)研究論文，特別是歐洲市場(chǎng)雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)減振器運(yùn)用最為廣泛[9]。但在國(guó)內(nèi)，雙質(zhì)量飛輪的普及度不高，國(guó)內(nèi)汽車零配部件生產(chǎn)商還處于試制研究階段，汽車裝配的雙質(zhì)量飛輪主要途徑還是通過(guò)引進(jìn)外企合資生產(chǎn)和外購(gòu)直接獲得[4]。相關(guān)領(lǐng)域的研究探索起步較晚，研究不夠深入，在一些關(guān)鍵、核心零配件的制造工藝水平仍存在較大的技術(shù)難點(diǎn)，使國(guó)產(chǎn)雙質(zhì)量飛輪的性能與國(guó)外的同類產(chǎn)品性仍存在較大差距[10]。本文以一種具有五級(jí)剛度特性的雙質(zhì)量飛輪—周向短彈簧(dual mass flywheel-circumferential short spring, DMF-CSS)型扭振減振器為研究對(duì)象，對(duì)周向短彈簧型雙質(zhì)量飛輪扭振減振器的主要參數(shù)匹配分析和試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 DMF-CSS的結(jié)構(gòu)

圖1 DMF-CSS型扭振減振器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of DMF-CSS

DMF-CSS型扭振減振器的機(jī)械結(jié)構(gòu)如圖1所示。雙質(zhì)量飛輪將原發(fā)動(dòng)機(jī)的飛輪順軸向分為兩個(gè)部分，第一部分布置在靠發(fā)動(dòng)機(jī)一側(cè)，與發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)齒圈相結(jié)合，這部分也稱為DMF的初級(jí)質(zhì)量，第二部分與離合器相結(jié)合，這部分也稱為DMF的次級(jí)質(zhì)量。初級(jí)質(zhì)量與次級(jí)質(zhì)量之間設(shè)置有彈性機(jī)構(gòu)和阻尼機(jī)構(gòu)，兩者通過(guò)彈性機(jī)構(gòu)傳遞發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩，實(shí)現(xiàn)相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，通過(guò)阻尼機(jī)構(gòu)衰減由發(fā)動(dòng)機(jī)端傳遞的扭矩波動(dòng)，實(shí)現(xiàn)傳動(dòng)系統(tǒng)的扭振控制。

本文所討論的雙質(zhì)量飛輪的彈性機(jī)構(gòu)由2組彈簧組成，對(duì)稱布置在初級(jí)質(zhì)量和彈簧蓋盤形成的兩個(gè)彈簧腔內(nèi)，并通過(guò)驅(qū)動(dòng)盤將2組彈簧并聯(lián)起來(lái)。每組彈簧的布置形式和結(jié)構(gòu)參數(shù)相同，均由分布半徑相同的5種剛度(K1

2 裝有DMF-CSS車輛動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)扭振模型

實(shí)際的汽車動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)是一復(fù)雜的彈性體系，質(zhì)量、剛度和阻尼是分析振動(dòng)系統(tǒng)的三要素[11]。根據(jù)簡(jiǎn)化前后系統(tǒng)的動(dòng)能和勢(shì)能保持不變的原則來(lái)建立整車動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)當(dāng)量模型，并在MATLAB中對(duì)當(dāng)量模型建模[12-13]。圖2、圖3分別為正常行駛與怠速停車工況下的整車動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)簡(jiǎn)化模型。正常行駛工況下的傳動(dòng)系統(tǒng)扭振模型為11集中質(zhì)量模型。怠速停車工況下，傳動(dòng)系統(tǒng)扭振模型為9集中質(zhì)量模型。

圖2 采用DMF的整車動(dòng)力傳動(dòng)系行駛扭振模型
Fig.2 Torsional vibration driving model of vehicle’spower transmission system with DMF

圖3 采用DMF的整車動(dòng)力傳動(dòng)系怠速扭振模型
Fig.3 Torsional vibration idle speed model ofvehicle’s power transmission system with DMF

模型中Ji為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；Ki為扭轉(zhuǎn)剛度；Ci為阻尼系數(shù)。

3 雙質(zhì)量飛輪減振器參數(shù)對(duì)減振性能影響分析

根據(jù)前文建立的整車動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)扭振模型將雙質(zhì)量飛輪扭振減振器的扭轉(zhuǎn)剛度K、阻尼參數(shù)C以及 DMF初級(jí)慣量和次級(jí)慣量的比值J7/J8三個(gè)性能參數(shù)作為分析變量。對(duì)于評(píng)判參數(shù)，考慮到雙質(zhì)量飛輪扭振減振器的作用為衰減發(fā)動(dòng)機(jī)輸出扭矩的波動(dòng)，因此以J8處角加速度幅值作為評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)，分析雙質(zhì)量飛輪減振器參數(shù)對(duì)減振性能的影響[14-16]。

3.1 扭轉(zhuǎn)剛度對(duì)減振性能的影響

基于建立的怠速工況和行駛工況的動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)扭振分析模型，進(jìn)行仿真分析。以扭轉(zhuǎn)剛度為設(shè)計(jì)變量，汽車穩(wěn)定工況下J8處扭振角加速度幅值A(chǔ)為目標(biāo)函數(shù)，進(jìn)行仿真分析，可以得到角加速度幅值A(chǔ)與扭轉(zhuǎn)剛度K的關(guān)系曲線如圖4所示。

圖4 角加速度幅值與扭轉(zhuǎn)剛度的關(guān)系曲線Fig.4 Relationship between angular acceleration amplitude and torsion stiffness

由圖4 可知，怠速工況時(shí)，J8處扭振角加速度幅值在設(shè)計(jì)變量約束條件內(nèi)，隨著扭振剛度的增加先增大后減小。這是由于隨著剛度K的增加傳動(dòng)系統(tǒng)的固有頻率逐漸接近怠速時(shí)的激振頻率，從而產(chǎn)生共振振幅變大，當(dāng)剛度增加到一定值后固有頻率又開始遠(yuǎn)離激振頻率，此時(shí)振幅開始下降。行駛工況時(shí)，角加速度幅值在設(shè)計(jì)變量約束條件內(nèi)隨著扭振剛度的增大而增大。因此在滿足雙質(zhì)量飛輪傳遞極限轉(zhuǎn)矩的前提下，扭轉(zhuǎn)剛度K的值應(yīng)該盡量取小，這樣能夠更好的避開共振的發(fā)生以及進(jìn)行扭振控制。

3.2 慣量比對(duì)減振性能的影響

基于建立的怠速工況和行駛工況的動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)扭振分析模型，以J7/J8的比值為設(shè)計(jì)變量，汽車穩(wěn)定工況下J8處扭振角加速度幅值A(chǔ)為目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行仿真分析，可以得到角加速度幅值A(chǔ)與慣量比J7/J8的關(guān)系曲線如圖5所示。

圖5 角加速度幅值與轉(zhuǎn)動(dòng)慣量比的關(guān)系曲線Fig.5 Relationship between angular acceleration amplitude and moment of inertia ratio

從圖5可以得出，怠速工況時(shí)，J8處扭振角加速度幅值在設(shè)計(jì)變量約束條件內(nèi)，隨著扭振剛度的增加先減小后增大，其中當(dāng)J7/J8≈ 0.985時(shí)，加速度振幅A取最小值。行駛工況時(shí)，J8處扭振角加速度幅值在設(shè)計(jì)變量約束條件內(nèi)，隨著扭振剛度的增加大先減小后增大，其中當(dāng)J7/J8≈ 0.764時(shí)，加速度振幅A取最小值。因此，對(duì)于所研究車型當(dāng)慣量比J7/J8在0.764～0.985時(shí)，對(duì)于扭振控制較好。

3.3 阻尼比對(duì)減振性能的影響

采用以上相同方法，以阻尼系數(shù)C為設(shè)計(jì)變量，可以分析得到角加速度幅值A(chǔ)與阻尼系數(shù)C的關(guān)系曲線如圖6所示。

圖6 角加速度幅值與阻尼系數(shù)的關(guān)系曲線Fig.6 Relationship between angular acceleration amplitude and damping coefficient

由圖6可知，怠速工況和行駛工況下，J8處扭振角加速度幅值在設(shè)計(jì)變量約束條件內(nèi)，都隨著阻尼系數(shù)C的增大而增大。根據(jù)機(jī)械振動(dòng)原理，適當(dāng)?shù)淖枘嵊兄跍p少機(jī)械結(jié)構(gòu)的共振振幅，使其快速恢復(fù)到穩(wěn)定狀態(tài)，但如果阻尼過(guò)大反而會(huì)增加振動(dòng)的傳遞率。由于該傳動(dòng)系在匹配雙質(zhì)量飛輪扭振減振器后，使系統(tǒng)在怠速工況和發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)不會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的共振，在這種情況下如果阻尼過(guò)大反而會(huì)增加振動(dòng)的傳遞率，不利于扭振的控制，同時(shí)又需要一定的阻尼去迅速衰減因沖擊而產(chǎn)生的瞬態(tài)扭振。因此設(shè)計(jì)DMF阻尼系數(shù)C應(yīng)盡量取偏小值。

4 DMF-CSS參數(shù)設(shè)計(jì)與整車試驗(yàn)

圖7 飛輪扭轉(zhuǎn)角度和轉(zhuǎn)矩的關(guān)系Fig.7 Relationship between the flywheel angle and torque

4.1 DMF-CSS的參數(shù)設(shè)計(jì)

本文所討論的周向短彈簧型扭振減振器的匹配對(duì)象是某款商用車型，其發(fā)動(dòng)機(jī)的參數(shù)如下:四缸柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的最大扭矩為330 N·m，功率為136 kW，轉(zhuǎn)速范圍為800～6 000 r/min，最大功率轉(zhuǎn)速3 800 r/min，最大扭矩轉(zhuǎn)速1 800～2 800 r/min。結(jié)合設(shè)計(jì)要求：雙質(zhì)量飛輪能實(shí)現(xiàn)五級(jí)剛度的切換，其中第一級(jí)主要在發(fā)動(dòng)機(jī)怠速時(shí)起作用，第二、三級(jí)主要在發(fā)動(dòng)機(jī)正常驅(qū)動(dòng)時(shí)起作用，第四級(jí)主要用于傳遞更大轉(zhuǎn)矩時(shí)起作用，第五級(jí)主要在發(fā)動(dòng)機(jī)極限扭矩輸出時(shí)起作用?；趨?shù)仿真模型，可以確定周向短彈簧型雙質(zhì)量飛輪的設(shè)計(jì)參數(shù)，如表1所示。根據(jù)其彈簧設(shè)計(jì)參數(shù)可以得到對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角與轉(zhuǎn)矩的關(guān)系曲線如圖7所示。

表1 飛輪設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Flywheel design parameters

4.2 DMF-CSS的整車試驗(yàn)

為了驗(yàn)證設(shè)計(jì)的有效性，進(jìn)行了雙質(zhì)量飛輪的實(shí)車試驗(yàn)。如圖8所示，傳感器分別裝在發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)齒圈處與變速箱的一軸常嚙合齒輪上[17]。

通過(guò)試驗(yàn)得到汽車怠速、加速、正常行駛工況下初級(jí)飛輪和次級(jí)飛輪角加速度與時(shí)間的關(guān)系曲線圖。圖9～圖11分別為整車怠速、加速和正常行駛工況的整車試驗(yàn)曲線，分析試驗(yàn)曲線得到以下結(jié)論。

汽車怠速工況時(shí)，DMF對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)角加速度的衰減近71.4 %，效果顯著。因此怠速時(shí)扭轉(zhuǎn)剛度應(yīng)盡量小，增加減振效果。

汽車行駛工況時(shí)，在加速過(guò)程的7～14 s內(nèi)，DMF對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)角加速度的衰減明顯，最大衰減近78.6 %。在15～18 s時(shí)減振效果并不明顯，是由于此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)突然減速，地面的沖擊造成DMF反向扭轉(zhuǎn)，瞬間經(jīng)歷三次剛度突變，因而減振效果不明顯。25～30 s時(shí)，在阻尼的作用下振動(dòng)迅速衰減然后達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

綜上所述，為了更有效的衰減發(fā)動(dòng)機(jī)怠速工況時(shí)的振動(dòng)需要在設(shè)計(jì)時(shí)使扭振彈簧剛度盡量小，合適的阻尼比有利于快速的衰減振動(dòng)，同時(shí)在設(shè)計(jì)多級(jí)扭轉(zhuǎn)彈簧剛度雙質(zhì)量飛輪時(shí)需要考慮不同剛度級(jí)間的剛度突變問題。

圖8 傳感器裝配位置
Fig.8 Sensor assembly location

圖9 雙質(zhì)量飛輪怠速試驗(yàn)
Fig.9 Dual-mass flywheel idle speed experiment

圖10 雙質(zhì)量飛輪加速試驗(yàn)
Fig.10 Dual-mass flywheel accelerated experiment

圖11 雙質(zhì)量飛輪行駛試驗(yàn)
Fig.11 Dual-mass flywheel driving experiment

5 結(jié)論

本文在分析了周向短彈簧型雙質(zhì)量飛輪的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)基礎(chǔ)上，建立了裝有周向短彈簧型雙質(zhì)量飛輪的車輛動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)分析模型。以一種具有五級(jí)式非線性彈性特性的周向短彈簧型雙質(zhì)量飛輪為研究對(duì)象，分析了雙質(zhì)量飛輪主要性能參數(shù)對(duì)其減振性能的影響。以某商用車為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)了與其傳動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)匹配的雙質(zhì)量飛輪，通過(guò)樣件進(jìn)行了整車試驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)結(jié)果表明，根據(jù)前文設(shè)計(jì)理論所設(shè)計(jì)的周向短彈簧型雙質(zhì)量飛輪具有良好的減振性能。通過(guò)本文研究，可以得到以下結(jié)論：雙質(zhì)量飛輪傳遞極限轉(zhuǎn)矩、極限轉(zhuǎn)矩的前提下，扭轉(zhuǎn)剛度K的值應(yīng)該盡量取小；初級(jí)慣量和次級(jí)慣量的比值J7/J8應(yīng)根據(jù)傳動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)取合適值；阻尼系數(shù)C的值應(yīng)盡量取小。