汪學(xué)杞，李波，葛文慶，譚草，李孝磊，王俊源

(山東理工大學(xué) 交通與車輛工程學(xué)院, 山東 淄博 255049)

隨著能源日漸短缺和生態(tài)環(huán)境不斷惡化，節(jié)能環(huán)保逐漸成為當(dāng)前汽車產(chǎn)業(yè)發(fā)展的主旋律[1]。純電動(dòng)汽車由于其零油耗和零污染等優(yōu)勢(shì)，已成為我國(guó)當(dāng)前重點(diǎn)推廣的新能源汽車之一[2]。變速器作為電動(dòng)汽車傳動(dòng)系統(tǒng)的關(guān)鍵零部件，其性能的改進(jìn)對(duì)提升電動(dòng)汽車經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性具有重要意義[3]。

基于直驅(qū)技術(shù)的電控機(jī)械自動(dòng)變速器(automated mechanical transmission，AMT)由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、換擋效率高及控制難度低等優(yōu)點(diǎn)受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注[4]。文獻(xiàn)[5]提出了應(yīng)用直驅(qū)技術(shù)的電動(dòng)撥叉式和電動(dòng)接合套式換擋機(jī)構(gòu)，能夠有效縮短換擋時(shí)間、降低換擋能耗；文獻(xiàn)[6]提出了一種由伺服同步器和二自由度電磁執(zhí)行器組成的新型直驅(qū)電磁換檔系統(tǒng)，并設(shè)計(jì)了主動(dòng)抗擾控制方法，有效降低了驅(qū)動(dòng)力最大波動(dòng)率和換擋沖擊度；文獻(xiàn)[7]針對(duì)直驅(qū)AMT引入逆系統(tǒng)控制方法，提高了直驅(qū)AMT換擋品質(zhì)穩(wěn)定性。電磁直驅(qū)變速器(direct-drive automated mechanical transmission, DAMT)專門針對(duì)純電動(dòng)汽車而設(shè)計(jì)，它以電磁直線執(zhí)行器作為換擋執(zhí)行機(jī)構(gòu)，直接驅(qū)動(dòng)接合套完成擋位切換工作。DAMT與電控液動(dòng)和電控氣動(dòng)等其他形式的AMT相比，省略了運(yùn)動(dòng)形式轉(zhuǎn)換和動(dòng)力傳遞等中間環(huán)節(jié)，可明顯縮短換擋力傳遞距離、提高變速器動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度和換擋效率[8]。本文為減小集成設(shè)計(jì)過程中鐵磁材料磁化對(duì)DAMT穩(wěn)定性和控制精度的影響，針對(duì)鐵磁材料磁化對(duì)DAMT的影響機(jī)理進(jìn)行分析，并設(shè)計(jì)適用于DAMT的隔磁結(jié)構(gòu)，以提高其穩(wěn)定性及控制精度。

1 DAMT結(jié)構(gòu)與工作原理

作為DAMT的換擋執(zhí)行機(jī)構(gòu)，電磁直線執(zhí)行器采用動(dòng)圈式結(jié)構(gòu)，定子部分由外磁軛、端蓋以及Halbach陣列的5塊環(huán)狀永磁體組成[9]，如圖1所示。此布置形式的永磁體能夠保證氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度最大化，彌補(bǔ)普通永磁體布置形式氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度相對(duì)較低的缺點(diǎn)[10]。通電線圈在永磁體磁場(chǎng)的作用下，利用電-磁-力轉(zhuǎn)換原理，實(shí)現(xiàn)換擋力的輸出，其輸出力大小與通電線圈的長(zhǎng)度、通電電流大小以及工作氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度有關(guān)，即

(1)

式中：F為輸出力；I為通電電流；l為線圈繞組長(zhǎng)度；Bq為氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度。

圖1 電磁直線執(zhí)行器示意圖Fig.1 Schematic diagram of electromagnetic linear actuator

通電電流方向的改變可以實(shí)現(xiàn)動(dòng)子運(yùn)動(dòng)方向的改變。

不同于換擋執(zhí)行機(jī)構(gòu)通過換擋撥叉軸和換擋撥叉間接推動(dòng)接合套換擋的普通直驅(qū)形式，如圖2所示的DAMT使用電磁直線執(zhí)行器作為換擋執(zhí)行機(jī)構(gòu)，將接合套與線圈骨架直接套接在一起，實(shí)現(xiàn)變速器與執(zhí)行器的高度集成，極大提高直驅(qū)AMT結(jié)構(gòu)緊湊性的同時(shí)，將換擋執(zhí)行機(jī)構(gòu)輸出力直接作用于接合套實(shí)現(xiàn)換擋功能，可有效縮短換擋力傳遞距離，提高動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度和換擋效率。

圖2 DAMT結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of DAMT

2 磁路變化分析及影響

2.1 磁路變化分析

電磁直線執(zhí)行器磁路結(jié)構(gòu)如圖3所示，磁通在永磁體、外磁軛和內(nèi)磁軛之間形成閉合磁回路，氣隙磁場(chǎng)由Halbach陣列的5塊環(huán)狀永磁體共同提供，有利于保證氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度最大化，提高執(zhí)行器輸出力，明顯提升電磁直線執(zhí)行器功率密度。但由于電磁直線執(zhí)行器集成于DAMT內(nèi)部，接合套、花鍵轂、傳動(dòng)軸和嚙合齒輪均采用高磁導(dǎo)率鐵磁材料(45鋼)，所以易受執(zhí)行器磁場(chǎng)影響發(fā)生磁化，進(jìn)而會(huì)改變?cè)写怕方Y(jié)構(gòu)形成磁分路[11]。執(zhí)行器安裝后的DAMT磁路結(jié)構(gòu)示意圖如圖4所示。

(a)執(zhí)行器磁感應(yīng)強(qiáng)度矢量圖

(b)執(zhí)行器磁路簡(jiǎn)化示意圖圖3 執(zhí)行器磁路圖Fig.3 Schematic magnetic circuit of actuator

(a)DAMT磁感應(yīng)強(qiáng)度矢量圖

(b)DAMT磁路簡(jiǎn)化示意圖圖4 DAMT磁路圖Fig.4 Schematic magnetic circuit of DAMT

由圖4可知，由于鐵磁材料磁化影響，DAMT內(nèi)部磁路與執(zhí)行器永磁體、外磁軛和內(nèi)磁軛之間的簡(jiǎn)單磁回路相比，又形成永磁體—接合套—花鍵轂—二擋嚙合齒輪對(duì)—輸出軸—一擋嚙合齒輪對(duì)—花鍵轂—接合套—外磁軛—永磁體和永磁體—接合套—花鍵轂—輸入軸—花鍵轂—接合套—外磁軛—永磁體兩條磁分路，磁路結(jié)構(gòu)更加復(fù)雜。

2.2 磁路變化對(duì)輸出力的影響

DAMT的設(shè)計(jì)輸出換擋力為執(zhí)行器通電線圈在磁場(chǎng)作用下所受洛倫茲力，氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度大小直接決定執(zhí)行器輸出力大小。執(zhí)行器安裝后，由于接合套和花鍵轂等導(dǎo)磁零部件對(duì)磁通的分流作用，造成最初經(jīng)過線圈區(qū)域的部分磁通直接經(jīng)接合套、花鍵轂等零部件形成磁分路，導(dǎo)致氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度減小，永磁體磁場(chǎng)利用率降低。圖5為執(zhí)行器安裝前后升擋過程隨機(jī)位置處磁密矢量對(duì)比圖。由圖5可知，接合套在執(zhí)行器驅(qū)動(dòng)下移向目標(biāo)擋位，原經(jīng)過右側(cè)線圈區(qū)域的部分磁通直接被分流至接合套右部和花鍵轂，導(dǎo)致右側(cè)線圈區(qū)域氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度與執(zhí)行器安裝前相比有所減少；同時(shí)，此路徑分流的磁通減小了進(jìn)入內(nèi)磁軛的磁通，造成左側(cè)通電線圈位置的氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度有所減小。

(a)執(zhí)行器安裝前

(b)執(zhí)行器安裝后圖5 升擋過程隨機(jī)位置處磁感應(yīng)強(qiáng)度矢量圖Fig.5 Magnetic induction vector at random position during upshift

DAMT所選參考坐標(biāo)系示意圖如圖6所示，依據(jù)所選取的DAMT參考坐標(biāo)系選取點(diǎn)A(49.3,0,-18)至J(49.3,0,18),中間z軸坐標(biāo)每間隔4 mm取一點(diǎn)，將此10個(gè)點(diǎn)作為氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度觀察點(diǎn)。

圖6 氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度觀察點(diǎn)示意圖Fig.6 Observation point of air gap magnetic induction

圖7為執(zhí)行器安裝前后氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度對(duì)比圖。由圖7可知，執(zhí)行器安裝后氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度與安裝前相比明顯減小，磁路變化導(dǎo)致執(zhí)行器氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度最大減小0.03 T左右。

圖7 氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度對(duì)比圖Fig.7 Comparison chart of air gap magnetic induction

磁路變化造成氣隙磁感應(yīng)強(qiáng)度減小，執(zhí)行器輸出力相應(yīng)減小。圖8為執(zhí)行器安裝前后升擋過程輸出力對(duì)比圖。由圖8可知，執(zhí)行器安裝后的輸出力與安裝前相比，最大減小25 N。

圖8 升擋過程輸出力對(duì)比圖Fig.8 Comparison chart of output force during upshift

3 接合套磁場(chǎng)力分析

DAMT設(shè)計(jì)輸出換擋力為執(zhí)行器輸出力，由于集成后運(yùn)動(dòng)部分為通電線圈、線圈骨架以及與線圈骨架套接在一起的接合套，鐵磁材料接合套易受執(zhí)行器磁場(chǎng)影響進(jìn)而受到磁場(chǎng)力作用，所以此情況下DAMT實(shí)際輸出換擋力不再為單一執(zhí)行器輸出力，而為執(zhí)行器輸出力與接合套所受磁場(chǎng)力矢量和；因此，要分析同時(shí)作為運(yùn)動(dòng)部分的接合套在升擋過程不同位置所受磁場(chǎng)力情況以及對(duì)換擋力的影響。

3.1 接合套磁場(chǎng)力數(shù)學(xué)模型

根據(jù)經(jīng)典電磁理論可知，鐵磁材料在磁場(chǎng)中被磁化后所受磁場(chǎng)力可轉(zhuǎn)化為材料中分子電流的受力[12]。DAMT接合套所用鐵磁材料被磁化后會(huì)在其內(nèi)部產(chǎn)生磁化電流，并在材料表面產(chǎn)生表面磁化電流，磁化電流的體密度和表面密度分別為δv、δs，且

δv=×M，

(2)

δs=-n×M，

(3)

式中：M為材料的磁化強(qiáng)度以，n為接合套表面的法向矢量。

由此可知永磁體磁場(chǎng)對(duì)接合套的磁場(chǎng)力為

(4)

式中Bj為接合套磁感應(yīng)強(qiáng)度。

因?yàn)榻雍咸姿貌牧蠈儆诟飨蛲圆牧?，所以?/p>

(5)

又因?yàn)?/p>

(6)

式中：μ0為真空磁導(dǎo)率，μr為材料相對(duì)磁導(dǎo)率。所以將公式(6)代入公式(5)經(jīng)計(jì)算可得

(7)

式(7)為接合套所受磁場(chǎng)力數(shù)學(xué)模型。

3.2 接合套磁場(chǎng)力影響

DAMT換擋過程中，不同位置磁感應(yīng)強(qiáng)度差異造成接合套磁化程度差異，進(jìn)而導(dǎo)致其受磁場(chǎng)力情況也不相同。

圖9為DAMT升擋過程接合套所受磁場(chǎng)力情況，取動(dòng)子位移方向?yàn)檎较?。?jīng)分析可知，DAMT升擋過程中，接合套左部在內(nèi)部磁場(chǎng)影響下所受磁場(chǎng)力方向始終與動(dòng)子位移方向相反，接合套右部所受磁場(chǎng)力方向始終與動(dòng)子位移方向相同，接合套整體受力為兩部分矢量和。由圖9可知，在升擋過程中，接合套左部受力對(duì)換擋力具有削弱作用，而接合套右部受力對(duì)換擋力具有增強(qiáng)作用;接合套整體受力在位移1 mm之前減小換擋力，1 mm之后增強(qiáng)換擋力，且接合套越接近目標(biāo)擋位，增強(qiáng)作用越明顯。其中，-10 mm到0 mm為升擋過程退擋階段，0 mm到10 mm為升檔過程進(jìn)擋階段。退擋階段接合套受力與動(dòng)子位移方向相反，會(huì)減小退擋力，造成退擋力不足，導(dǎo)致退擋困難；進(jìn)擋階段接合套受力會(huì)增強(qiáng)進(jìn)擋力，造成進(jìn)擋力不可控，影響DAMT控制精度。接合套受力造成換擋力最大變化值達(dá)到335 N。

此外，DAMT升擋過程中動(dòng)子位移為零時(shí)，接合套所受磁場(chǎng)力為33 N；但經(jīng)分析對(duì)比發(fā)現(xiàn)，降擋過程和未通電狀態(tài)下同一位置接合套所受磁場(chǎng)力分別為51 N和20 N。接合套所受磁場(chǎng)力差異主要由于未通電狀態(tài)下接合套僅受永磁體磁場(chǎng)磁化影響，而換擋過程中接合套同時(shí)受到通電線圈磁場(chǎng)影響，且通電電流方向不同會(huì)造成接合套磁化結(jié)果不同，如圖10所示。

(a)空擋 (b)降擋 (c)升擋圖10 接合套磁感應(yīng)強(qiáng)度Fig.10 Magnetic induction of the joint sleeve

4 齒輪磁化分析

DAMT嚙合齒輪受執(zhí)行器內(nèi)部磁場(chǎng)影響易造成磁化現(xiàn)象。由磁路分析結(jié)果可知，磁通經(jīng)過齒輪嚙合部位時(shí)，由于磁通路徑減小導(dǎo)致磁通密度增加，磁感應(yīng)強(qiáng)度如圖11所示。針對(duì)本文研究方案，經(jīng)有限元分析可知，一、二擋齒輪嚙合部位磁感應(yīng)強(qiáng)度分別達(dá)到1.88 T和1.27 T，磁化現(xiàn)象嚴(yán)重。齒輪磁化容易吸附鐵屑，加劇齒輪磨損，減小齒輪壽命[13]；同時(shí)，齒輪磁化后所受磁場(chǎng)力會(huì)造成嚙合部位產(chǎn)生徑向吸力。經(jīng)分析，一、二擋齒輪磁化后所受徑向吸力分別達(dá)到152 N和92 N，嚴(yán)重影響傳動(dòng)過程中齒輪的嚙合與分離。

圖11 DAMT磁感應(yīng)強(qiáng)度Fig.11 Magnetic induction of DAMT

5 隔磁設(shè)計(jì)

DAMT內(nèi)部磁路變化及接合套磁化后受磁場(chǎng)力作用，造成實(shí)際換擋力與換擋執(zhí)行機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)輸出換擋力存在差別。針對(duì)上述影響，采取相應(yīng)隔磁措施有利于降低鐵磁材料磁化對(duì)DAMT影響，提高穩(wěn)定性和控制精度。

5.1 隔磁襯套方案

針對(duì)上述影響機(jī)理，出于阻斷接合套、齒輪和傳動(dòng)軸之間閉合磁路考慮，提出基于“堵磁”原理的隔磁襯套方案[14]，抑制磁通沿磁分路的傳遞。根據(jù)磁路變化分析結(jié)果，制定了如圖12所示的2種隔磁方案。

(1)方案1：分別在花鍵轂與輸入軸、齒輪與輸入軸、齒輪與輸出軸接觸部位加裝隔磁襯套。

(2)方案2：分別在花鍵轂與輸入軸、齒輪與輸出軸接觸部位加裝隔磁襯套。

(a)方案1 (b)方案21.齒輪與輸出軸隔磁襯套；2.花鍵轂與輸入軸隔磁襯套；3.齒輪與輸入軸隔磁襯套。圖12 隔磁方案Fig.12 Schemes of magnetic isolation

不同隔磁方案磁感應(yīng)強(qiáng)度矢量圖對(duì)比如圖13所示，由于磁通閉合遵循“磁阻最小原理”，所以加裝隔磁襯套后磁路結(jié)構(gòu)發(fā)生較大變化。方案2由于隔磁襯套的存在，會(huì)造成磁通沿花鍵轂進(jìn)入輸入軸及沿二擋嚙合齒輪進(jìn)入輸出軸磁路磁阻增加，大部分磁通直接經(jīng)花鍵轂和二擋主動(dòng)齒輪進(jìn)入輸入軸，減小了進(jìn)入齒輪嚙合部位的磁通，所以齒輪嚙合部位磁感應(yīng)強(qiáng)度由隔磁前1.88 T和1.27 T減小為0.61 T和0.35 T，齒輪間徑向吸力分別由隔磁前151 N和92 N降為58 N和35 N。

(a)方案1

(b)方案2圖13 不同隔磁方案磁感應(yīng)強(qiáng)度矢量圖對(duì)比Fig.13 Comparison of magnetic induction vectors for different magnetic isolation schemes

與方案2相比，方案1齒輪與輸入軸部位加裝的隔磁襯套對(duì)進(jìn)入輸入軸磁通起到削弱作用；但磁通沿齒輪進(jìn)入輸入軸磁路磁阻的增大造成經(jīng)過齒輪的磁通同時(shí)流向輸入軸和輸出軸，導(dǎo)致齒輪嚙合部位磁感應(yīng)強(qiáng)度較方案2有所增大，齒輪嚙合部位磁感應(yīng)強(qiáng)度由隔磁前1.88 T和1.27 T減小為1.31 T和0.98 T，齒輪間徑向吸力分別由隔磁前151 N和92 N減小為96 N和58 N。方案2與方案1相比，對(duì)齒輪嚙合部位能夠起到更佳隔磁效果。

圖14為隔磁前后執(zhí)行器輸出力對(duì)比圖。對(duì)于磁路變化所導(dǎo)致的輸出力減小現(xiàn)象，采取方案1后輸出力最大減小值由25 N減小為13 N；采取方案2后輸出力最大減小值由25 N減小為15 N。綜合齒輪隔磁效果及輸出力變化考慮，方案2與方案1相比隔磁效果更佳。通過分析接合套磁化后所受磁場(chǎng)力發(fā)現(xiàn)，采取隔磁方案1、2后，接合套所受磁場(chǎng)力分別由335 N減小為307 N和318 N，隔磁效果較差。

圖14 隔磁前后執(zhí)行器輸出力對(duì)比Fig.14 Comparison of output force of actuators before and after magnetic isolation

5.2 隔磁襯套加鋁合金接合套方案

針對(duì)采取上述隔磁方案后接合套所受磁場(chǎng)力改觀較小的問題，綜合考慮接合套工作環(huán)境及材料力學(xué)性能，提出采用高強(qiáng)度非鐵磁性7075鋁合金材料作為替換材料的隔磁方案。7075鋁合金屬于良導(dǎo)體，電導(dǎo)率為1.856×107S/m。DAMT升擋過程中，鋁合金接合套在磁場(chǎng)中運(yùn)動(dòng)會(huì)產(chǎn)生感應(yīng)電流，圖15為升擋過程中隨機(jī)位置處接合套感應(yīng)電流密度分布圖。

圖15 隨機(jī)位置處接合套感應(yīng)電流密度Fig.15Induction current density of the joint sleeve at random position

接合套上分布的感應(yīng)電流在磁場(chǎng)作用下會(huì)受到磁場(chǎng)力作用，受力情況如圖16所示。經(jīng)分析可知，升擋過程中接合套受力方向與動(dòng)子位移方向始終相反，即接合套受力會(huì)削弱換擋力，接合套受磁場(chǎng)力作用導(dǎo)致?lián)Q擋力最大變化值為12.7 N。

圖16 升擋過程接合套所受磁場(chǎng)力Fig.16 Magnetic force on the joint sleeve during upshift

接合套更換非鐵磁性材料會(huì)增加磁通分流磁路的磁阻，減小沿接合套部位分流的磁通。綜合隔磁方案2后的DAMT磁密矢量圖如圖17所示。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，綜合隔磁襯套和鋁合金接合套隔磁方案后，內(nèi)部磁路變化造成執(zhí)行器輸出力最大減小值由25 N減小為12 N；嚙合部位磁感應(yīng)強(qiáng)度由隔磁前1.88 T和1.27 T減小為0.14 T和0.08 T，齒輪磁化所造成的徑向吸力分別由151 N和92 N減小為11 N和8 N；接合套受磁場(chǎng)力作用所造成的輸出換擋力最大變化值由335 N減小為12.7 N。

圖17 隔磁后磁感應(yīng)強(qiáng)度矢量圖Fig.17 Magnetic induction vector after magnetic isolation

6 結(jié)束語

針對(duì)DAMT受鐵磁材料磁化影響問題，對(duì)鐵磁材料磁化所造成的磁路變化、接合套磁化后受磁場(chǎng)力作用及嚙合齒輪因磁化所受徑向吸力現(xiàn)象進(jìn)行分析，得到了具體影響數(shù)值。基于上述分析結(jié)果，對(duì)DAMT進(jìn)行隔磁設(shè)計(jì)。針對(duì)本文研究方案，采取隔磁措施后，磁路變化所造成執(zhí)行器輸出力最大減小值由25 N減小為13 N，一、二擋齒輪因磁化所受徑向吸力分別由151 N和92 N減小為11 N和8 N，接合套受磁場(chǎng)力作用所造成輸出換擋力最大變化值由335 N減小為12.7 N。DAMT隔磁設(shè)計(jì)對(duì)于提高DAMT穩(wěn)定性和控制精度具有重要意義。