袁秋華，胡軍峰，阮劉明，李勤華，陳敏治，鄧曉龍，湯天寶，劉文強(qiáng)，2

（1.寧波吉利羅佑發(fā)動(dòng)機(jī)零部件有限公司，寧波 315460；2.清華大學(xué)，北京 100084）

前言

由于全球氣候變暖的影響，各大機(jī)構(gòu)針對(duì)汽車制定了越來(lái)越嚴(yán)苛的排放標(biāo)準(zhǔn)，PHEV 由于既能作為純電動(dòng)汽車又能作為HEV 行駛，很多主機(jī)廠在未來(lái)10 年內(nèi)將其作為主打車型開(kāi)發(fā)，因此混合動(dòng)力專用變速器的研究變得尤為重要。

在混動(dòng)變速器內(nèi)部增加兩個(gè)電機(jī)作為動(dòng)力源，和發(fā)動(dòng)機(jī)一起協(xié)同工作，已是當(dāng)前混合動(dòng)力變速器開(kāi)發(fā)的一種趨勢(shì)。由于混合動(dòng)力運(yùn)行工況非常復(fù)雜，變速器電機(jī)輸入軸同時(shí)受到發(fā)動(dòng)機(jī)與P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩的作用，其可靠性面臨極大挑戰(zhàn)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開(kāi)始對(duì)變速器輸入軸斷裂問(wèn)題進(jìn)行研究。陳啟略［1］發(fā)現(xiàn)軸花鍵根部無(wú)圓角過(guò)渡，且花鍵根部存在一定深度的氧化組織會(huì)導(dǎo)致軸斷裂失效。程森等［2］證明了軸強(qiáng)度缺陷可由齒面載荷分布異常導(dǎo)致，從而引起軸斷裂。石權(quán)［3］通過(guò)對(duì)斷口進(jìn)行宏觀和微觀分析，發(fā)現(xiàn)輸入軸斷裂的主要因素是花鍵槽熱處理后磨削不均勻產(chǎn)生了非馬氏體組織。車兆華等［4］發(fā)現(xiàn)混合動(dòng)力客車驅(qū)動(dòng)電機(jī)軸過(guò)定位會(huì)導(dǎo)致斷軸現(xiàn)象的發(fā)生，增加軸強(qiáng)度、優(yōu)化電機(jī)與發(fā)動(dòng)機(jī)的連接方式，可以解決該斷軸問(wèn)題。因此，軸的材料、強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)都會(huì)影響變速器電機(jī)輸入軸的強(qiáng)度，但這些研究結(jié)論和傳統(tǒng)動(dòng)力變速器輸入軸斷裂原因并無(wú)明顯差異。

混合動(dòng)力總成的運(yùn)行工況要遠(yuǎn)比傳統(tǒng)動(dòng)力復(fù)雜，其工作模式包括純電動(dòng)驅(qū)動(dòng)模式、發(fā)動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)模式、行車充電模式、混合驅(qū)動(dòng)模式、再生制動(dòng)機(jī)制等工況［5］，這些工況都使得發(fā)動(dòng)機(jī)不斷地起停，不可避免地影響到整車各個(gè)方面的性能，比如舒適性、平順性和耐久性。近年來(lái)有不少主機(jī)廠通過(guò)采用不同的數(shù)學(xué)算法與控制策略來(lái)分析混連式動(dòng)力總成系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)起停方式對(duì)整車舒適性和平順性的影響［6-11］。另有部分主機(jī)廠研究了不同曲軸和活塞停機(jī)位置對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)速度的影響［12-16］，而不同起?？刂撇呗詫?duì)于混動(dòng)變速器耐久性的影響很少見(jiàn)到報(bào)道。

本文以某混合動(dòng)力變速器電機(jī)輸入軸斷裂問(wèn)題為研究對(duì)象，分析了電機(jī)輸入軸的斷口形貌和金相組織，排除材料本身結(jié)構(gòu)缺陷的因素；開(kāi)發(fā)了一個(gè)能夠識(shí)別混動(dòng)試驗(yàn)過(guò)程中異常工況的工具軟件，發(fā)現(xiàn)P1 電機(jī)的短時(shí)連續(xù)起動(dòng)策略會(huì)導(dǎo)致雙質(zhì)量飛輪共振并圈；在此基礎(chǔ)上，建立了傳動(dòng)系統(tǒng)一維動(dòng)力學(xué)CAE 計(jì)算模型，分析了不同起動(dòng)參數(shù)對(duì)雙質(zhì)量飛輪共振并圈和起動(dòng)NVH 的影響。最后提出了一種優(yōu)化的混合動(dòng)力起動(dòng)控制策略，解決了雙質(zhì)量飛輪的共振并圈現(xiàn)象，進(jìn)而解決了電機(jī)輸入軸的斷裂問(wèn)題。本文的研究方法和結(jié)論對(duì)混合動(dòng)力系統(tǒng)開(kāi)發(fā)過(guò)程中出現(xiàn)的類似問(wèn)題有重要的指導(dǎo)意義和工程價(jià)值。

1 問(wèn)題描述

1.1 系統(tǒng)構(gòu)型

本文研究的混動(dòng)變速器是一款擁有雙電機(jī)的3擋DHT 變速器，P1 發(fā)電機(jī)輔助發(fā)動(dòng)機(jī)起停與充電，P2驅(qū)動(dòng)電機(jī)提供強(qiáng)勁動(dòng)力。該3擋變速器構(gòu)型如圖1 所示，通過(guò)雙排行星齒輪、雙制動(dòng)器、雙離合器來(lái)實(shí)現(xiàn)擋位切換與串并聯(lián)模式切換。

圖1 變速器構(gòu)型圖（ICE－發(fā)動(dòng)機(jī)；DMF－雙質(zhì)量飛輪；C0&C3－離合器；B1&B2－制動(dòng)器；P1－發(fā)電機(jī)；P2－電動(dòng)機(jī)；OS－輸出軸；Diff－差速器）

發(fā)動(dòng)機(jī)輸出動(dòng)力經(jīng)過(guò)雙質(zhì)量飛輪減振后，經(jīng)由P1 發(fā)電機(jī)、后排行星齒輪系的太陽(yáng)輪輸入，前排行星齒輪系齒圈輸出。在起動(dòng)工況中，P1 電機(jī)發(fā)出一定轉(zhuǎn)矩通過(guò)雙質(zhì)量飛輪拖動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)；1/2/3 擋時(shí)，B1 制動(dòng)器/B2 制動(dòng)器/C3 離合器分別工作，實(shí)現(xiàn)不同速比的輸出。

1.2 問(wèn)題描述

上述混合動(dòng)力總成搭載整車進(jìn)行耐久試驗(yàn)時(shí)，存在電機(jī)輸入軸斷裂失效現(xiàn)象，發(fā)生失效的車輛信息統(tǒng)計(jì)見(jiàn)表1，軸斷裂如圖2 所示，斷裂位置主要位于輸入軸頸部及花鍵齒根根部。

圖2 整車失效軸圖片

表1 整車失效信息統(tǒng)計(jì)

該混合動(dòng)力總成在循環(huán)耐久臺(tái)架試驗(yàn)中也多次出現(xiàn)電機(jī)輸入軸裂紋，失效現(xiàn)象與整車上相同，臺(tái)架失效信息統(tǒng)計(jì)見(jiàn)表2。

表2 臺(tái)架失效信息統(tǒng)計(jì)

2 原因分析

電機(jī)輸入軸的斷裂主要有如下幾種原因：（1）材料內(nèi)部金相組織不合格，有雜質(zhì)或者微裂紋導(dǎo)致材料機(jī)械強(qiáng)度不達(dá)標(biāo)；（2）輸入軸運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)受到很大的沖擊載荷；（3）設(shè)計(jì)強(qiáng)度不夠。因此，本文中電機(jī)輸入軸斷裂的原因分析主要包括如下幾個(gè)方面：斷口形貌分析，確定斷裂形式；分析材料金相組織是否滿足要求；檢測(cè)材料斷裂強(qiáng)度是否滿足要求；最后對(duì)試驗(yàn)工況進(jìn)行分析，確認(rèn)工況中是否存在明顯的沖擊載荷。

2.1 斷口分析

金屬斷口多出現(xiàn)在金屬組織最薄弱的部位，是金屬斷裂后形成的一堆相互匹配的斷裂表面及其外觀形貌［17］。斷裂分為韌性斷裂、脆性斷裂、疲勞斷裂、應(yīng)力腐蝕斷裂、蠕變斷裂、液態(tài)金屬脆化、氫脆等類型［18］。圖3 展示的是臺(tái)架試驗(yàn)出現(xiàn)裂紋的斷口圖，可以發(fā)現(xiàn)裂紋呈現(xiàn)扭轉(zhuǎn)形式分布在整個(gè)圓周上，與旋轉(zhuǎn)軸在一個(gè)方向上呈現(xiàn)45°夾角。裂紋同時(shí)來(lái)自軸頸根部及花鍵根部，兩個(gè)位置裂紋無(wú)明顯關(guān)聯(lián)，獨(dú)立產(chǎn)生。

圖3 裂紋實(shí)圖

電機(jī)輸入軸材料為某型號(hào)合金鋼，其力學(xué)參數(shù)如表3 所示。按照GB/T 1814—1979 鋼材斷口檢測(cè)法對(duì)斷口進(jìn)行檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)輸入軸斷口部位形貌為解理斷裂，如圖4 所示，在軸芯部觀察到酒窩狀特征，結(jié)合其斷口裂紋實(shí)圖及短時(shí)失效特點(diǎn)，認(rèn)為該電機(jī)輸入軸斷裂現(xiàn)象屬于瞬時(shí)沖擊脆性斷裂，非變速器中常見(jiàn)的疲勞斷裂。

表3 電機(jī)輸入軸力學(xué)參數(shù)

圖4 斷口檢測(cè)結(jié)果

2.2 金相組織分析

截取電機(jī)輸入軸斷裂位置附近材料，在光學(xué)顯微鏡下觀察其材料組織形態(tài)，并進(jìn)行維氏硬度及氮化層深度NHD 無(wú)損測(cè)量，測(cè)量的組織形態(tài)如圖5 所示，軸表面組織為珠光體和鐵素體，白色層厚度為17.2-22.6 μm。軸芯部組織為貝氏體、鐵素體和珠光體。對(duì)氮化層深度NHD 檢測(cè)結(jié)果進(jìn)行分析，未發(fā)現(xiàn)明顯異常，如表4所示。由此進(jìn)一步驗(yàn)證了2.1節(jié)斷口分析得出脆性斷裂的結(jié)論。

表4 維氏硬度和NHD測(cè)量結(jié)果

圖5 金相組織檢測(cè)圖

2.3 機(jī)械性能分析

為了驗(yàn)證輸入軸強(qiáng)度是否合格，進(jìn)行了軸的極限轉(zhuǎn)矩試驗(yàn)。固定P1 電機(jī)轉(zhuǎn)子內(nèi)部的離合器片，從雙質(zhì)量飛輪連接花鍵處施加轉(zhuǎn)矩，直至破壞，結(jié)果如圖6 所示。由圖可見(jiàn)，屈服點(diǎn)約為2 049 N·m，斷裂強(qiáng)度約為3 000 N·m，滿足設(shè)計(jì)要求。

圖6 屈服試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)輸入軸進(jìn)行極限轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)試驗(yàn)，負(fù)載在發(fā)動(dòng)機(jī)輸出力矩放大1.5 倍的安全系數(shù)范圍之間變化，循環(huán)周期為3×106次，顯微鏡觀察，未發(fā)現(xiàn)裂紋，如圖7 所示。由此可以推斷出，輸入軸斷裂失效的發(fā)生，并非產(chǎn)品內(nèi)部存在材料缺陷、產(chǎn)品表面存在初始裂紋或者強(qiáng)度不合格，有可能是瞬態(tài)大負(fù)荷轉(zhuǎn)矩沖擊造成的瞬時(shí)脆性斷裂，因此，需要分析試驗(yàn)過(guò)程中是否存在沖擊負(fù)荷。

圖7 顯微鏡觀察結(jié)果

2.4 試驗(yàn)工況分析

圖8 為搭載該變速器的動(dòng)力總成試驗(yàn)臺(tái)架照片。對(duì)動(dòng)力總成臺(tái)架24 天的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理分析，以識(shí)別是否存在緊急起停、電機(jī)轉(zhuǎn)矩突變等異常情況。但動(dòng)總試驗(yàn)臺(tái)架數(shù)據(jù)達(dá)到數(shù)10 GB，用人工處理的方式顯然不可行。因此，開(kāi)發(fā)了一個(gè)處理混合動(dòng)力試驗(yàn)數(shù)據(jù)的軟件工具，該工具能夠自動(dòng)讀取臺(tái)架記錄的數(shù)據(jù)文件，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)、P1 電機(jī)和P2 電機(jī)的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩進(jìn)行處理分析，識(shí)別出驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)轉(zhuǎn)矩或轉(zhuǎn)速的突變點(diǎn)，并按照大小進(jìn)行排序；采用這個(gè)工具，共發(fā)現(xiàn)3 種最有可能對(duì)電機(jī)輸入軸產(chǎn)生大轉(zhuǎn)矩沖擊的工況，如表5 所示，分別是緊急停機(jī)工況、P1電機(jī)短時(shí)連續(xù)起動(dòng)工況、串聯(lián)工況P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩突然中斷工況，后續(xù)將對(duì)這些工況參數(shù)進(jìn)行詳細(xì)分析。

圖8 動(dòng)力總成試驗(yàn)臺(tái)架

表5 臺(tái)架異常工況

2.4.1 雙質(zhì)量飛輪相對(duì)擺角測(cè)試

雙質(zhì)量飛輪（DMF）是汽車傳動(dòng)系統(tǒng)中最重要的緩沖減振零部件，其在傳統(tǒng)動(dòng)力中的特性已經(jīng)被廣泛而充分地研究［19-24］。雙質(zhì)量飛輪一端連接發(fā)動(dòng)機(jī)，另一端連接變速器，中間用弧形彈簧及阻尼元件緩沖，如圖9 所示。本文中的雙質(zhì)量飛輪主級(jí)與發(fā)動(dòng)機(jī)通過(guò)螺栓剛性連接，次級(jí)與P1 電機(jī)通過(guò)花鍵連接。當(dāng)通過(guò)P1 電機(jī)起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)，從P1 電機(jī)發(fā)出一定力矩驅(qū)動(dòng)飛輪次級(jí)慣量，通過(guò)彈簧緩沖后驅(qū)動(dòng)飛輪主級(jí)慣量旋轉(zhuǎn)，發(fā)動(dòng)機(jī)在一定轉(zhuǎn)速下噴油點(diǎn)火，從而起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)；當(dāng)P1 電機(jī)發(fā)電時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)飛輪主級(jí)慣量旋轉(zhuǎn)，經(jīng)過(guò)彈簧緩沖后驅(qū)動(dòng)飛輪次級(jí)，進(jìn)而拖動(dòng)P1 電機(jī)發(fā)電。顯然，一旦雙質(zhì)量飛輪失去緩沖作用，即彈簧被壓縮到并圈，則系統(tǒng)中必然會(huì)形成強(qiáng)烈的瞬態(tài)沖擊。本文在分析上述3 個(gè)異常工況的同時(shí)，在臺(tái)架復(fù)現(xiàn)了這些工況，并用高精度霍爾轉(zhuǎn)速傳感器，測(cè)試了主次級(jí)飛輪的角位移及相對(duì)擺角，以分析這些工況下雙質(zhì)量飛輪是否并圈，測(cè)試原理如圖10 所示。本文所用雙質(zhì)量飛輪參數(shù)如表6 所示，該雙質(zhì)量飛輪彈簧單邊最大壓縮行程為64°，最小自由行程約為3.75°，因此設(shè)定該雙質(zhì)量飛輪單邊行程達(dá)到（64+4）×90%=61.2°，飛輪就有并圈的風(fēng)險(xiǎn)。

表6 飛輪參數(shù)

圖9 雙質(zhì)量飛輪結(jié)構(gòu)及功能

圖10 雙質(zhì)量飛輪主次級(jí)轉(zhuǎn)速測(cè)試示意圖

2.4.2 緊急停機(jī)工況分析

圖11 所示為表5 描述的緊急停機(jī)工況，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、P1 和P2 電機(jī)轉(zhuǎn)速?gòu)? 532 s 左右開(kāi)始下降，在1 536 s 左右都變?yōu)?，由此判斷動(dòng)總在該處異常停機(jī)。測(cè)試此過(guò)程中雙質(zhì)量飛輪的轉(zhuǎn)速波動(dòng)如圖12所示，可以看出雙質(zhì)量飛輪的單邊最大擺角為56.3°，小于61°，因此，雙質(zhì)量飛輪并圈風(fēng)險(xiǎn)較小。

圖11 緊急停機(jī)工況標(biāo)定數(shù)據(jù)

圖12 緊急停機(jī)工況轉(zhuǎn)速實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)

2.4.3 P1電機(jī)短時(shí)連續(xù)起動(dòng)工況分析

圖13為P1電機(jī)短時(shí)連續(xù)起動(dòng)工況數(shù)據(jù)，可以看到在此工況下P1 電機(jī)發(fā)出160 N·m 左右的轉(zhuǎn)矩，經(jīng)過(guò)DMF 彈簧緩沖后拖動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)，0.2 s 后P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩異常中斷，第1次起動(dòng)失敗，1 s后進(jìn)行第2次起動(dòng)。此時(shí)可以觀察到發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在100-500 r/min反復(fù)波動(dòng)，隨后被快速拖動(dòng)到2 000 r/min 以上，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)成功。經(jīng)過(guò)計(jì)算，該雙質(zhì)量飛輪的1 階頻率為11.6 Hz，其共振轉(zhuǎn)速約為60×11.6/1.5=460 r/min，因此曲軸在100-500 r/min 之間反復(fù)波動(dòng)導(dǎo)致雙質(zhì)量飛輪系統(tǒng)的共振，進(jìn)而導(dǎo)致雙質(zhì)量飛輪彈簧并圈，從而使其失去減振效果而產(chǎn)生沖擊。圖14 為臺(tái)架復(fù)現(xiàn)P1 電機(jī)短時(shí)連續(xù)起動(dòng)現(xiàn)象測(cè)得的雙質(zhì)量飛輪相對(duì)擺角，可以發(fā)現(xiàn)其單邊壓縮已經(jīng)達(dá)到68°，此時(shí)彈簧已經(jīng)并圈。

圖13 短時(shí)連續(xù)起動(dòng)工況標(biāo)定數(shù)據(jù)

圖14 短時(shí)連續(xù)起動(dòng)工況轉(zhuǎn)速實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)

在混合動(dòng)力整車的行駛過(guò)程中，發(fā)動(dòng)機(jī)總是頻繁地起停助力或充電，顯然發(fā)動(dòng)機(jī)存在起動(dòng)失火的可能，尤其是冷機(jī)起動(dòng)時(shí)，燃油霧化較差，容易導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)點(diǎn)火失敗。基于此，進(jìn)一步在臺(tái)架上模擬斷缸起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)（模擬高寒環(huán)境起動(dòng)過(guò)程），測(cè)得的雙質(zhì)量飛輪相對(duì)擺角如圖15 所示。從圖可以看出，當(dāng)某一缸失火時(shí)持續(xù)起動(dòng)會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在100-1 100 r/min 轉(zhuǎn)速區(qū)間來(lái)回波動(dòng)，波動(dòng)幅度最大為1 000 r/min，波動(dòng)持續(xù)0.6 s。此時(shí)雙質(zhì)量飛輪主次級(jí)單邊相對(duì)擺角達(dá)到76°，顯然，雙質(zhì)量飛輪彈簧已經(jīng)并圈。

圖15 起動(dòng)失火工況轉(zhuǎn)速實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)

2.4.4 P1電機(jī)轉(zhuǎn)矩中斷工況分析

如圖16所示，P1電機(jī)轉(zhuǎn)矩在7 573 s左右快速?gòu)?120 N·m 降為接近0，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩仍保持，并且發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速持續(xù)拉升。針對(duì)該工況測(cè)試雙質(zhì)量飛輪主次級(jí)慣量的相對(duì)擺角，如圖17 所示，可以看出主次級(jí)單邊轉(zhuǎn)動(dòng)角度在45°左右，雙質(zhì)量飛輪不會(huì)并圈。

圖16 P1電機(jī)轉(zhuǎn)矩中斷工況標(biāo)定數(shù)據(jù)

圖17 P1電機(jī)轉(zhuǎn)矩中斷工況轉(zhuǎn)速實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)

2.4.5 小結(jié)

從上面的分析可以看出，表5中的工況1和工況3不會(huì)導(dǎo)致雙質(zhì)量飛輪并圈，而工況2會(huì)導(dǎo)致雙質(zhì)量飛輪并圈。一旦彈簧并圈，雙質(zhì)量飛輪將失去減振作用，發(fā)動(dòng)機(jī)端的沖擊載荷將直接作用到后端傳動(dòng)軸上，從而引起雙質(zhì)量飛輪彈簧的斷裂或傳動(dòng)系上零部件的斷裂。圖18 為P1 電機(jī)連續(xù)短時(shí)起動(dòng)試驗(yàn)后雙質(zhì)量飛輪彈簧端部的撞擊痕跡。

圖18 雙質(zhì)量飛輪并圈撞擊痕跡

由圖18 可以看到彈簧已經(jīng)將合金鋼制主級(jí)支撐位置沖擊出很嚴(yán)重的凹坑，同時(shí)在這種極限工況的驗(yàn)證中，也復(fù)現(xiàn)了電機(jī)軸的斷裂現(xiàn)象。因此，避免雙質(zhì)量飛輪彈簧共振并圈是混合動(dòng)力總成開(kāi)發(fā)的關(guān)鍵課題。

3 CAE瞬態(tài)仿真驗(yàn)證

3.1 起動(dòng)工況仿真分析

為了進(jìn)一步分析P1 電機(jī)連續(xù)起動(dòng)過(guò)程中雙質(zhì)量飛輪并圈產(chǎn)生的沖擊負(fù)荷大小及其對(duì)電機(jī)軸強(qiáng)度產(chǎn)生的影響，本文中搭建了混合動(dòng)力總成起停工況一維動(dòng)力學(xué)仿真模型，以發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)測(cè)起動(dòng)缸壓和電機(jī)轉(zhuǎn)矩加載策略作為輸入，考慮了系統(tǒng)的摩擦力矩，對(duì)雙質(zhì)量飛輪和離合器采用等效質(zhì)量、剛度和阻尼的簡(jiǎn)化模型，如圖19 所示。對(duì)仿真模型進(jìn)行標(biāo)定后，仿真與實(shí)測(cè)的轉(zhuǎn)速曲線對(duì)比如圖20 所示，轉(zhuǎn)速趨勢(shì)基本一致，峰值處的幅值誤差約為0.5%。

圖19 起動(dòng)工況CAE模型示意

圖20 CAE模型仿真與實(shí)測(cè)對(duì)比

從臺(tái)架數(shù)據(jù)中截取8 次起動(dòng)過(guò)程數(shù)據(jù)，導(dǎo)入起停工況仿真模型中計(jì)算，分析結(jié)果統(tǒng)計(jì)在表7 中。結(jié)果顯示，起動(dòng)工況發(fā)生失火現(xiàn)象或二次起動(dòng)，并且起動(dòng)時(shí)間足夠短，將非常容易導(dǎo)致飛輪發(fā)生并圈，同時(shí)電機(jī)輸入軸處產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩突變。這和2.4 節(jié)中的試驗(yàn)現(xiàn)象完全一致。

表7 起動(dòng)數(shù)據(jù)分析結(jié)果統(tǒng)計(jì)

圖21 是其中一組起動(dòng)失火仿真結(jié)果。從圖可以看出，發(fā)動(dòng)機(jī)失火并連續(xù)起動(dòng)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在雙質(zhì)量飛輪共振轉(zhuǎn)速區(qū)停留，雙質(zhì)量飛輪弧形彈簧來(lái)回?cái)[動(dòng)至彈簧極限行程，此時(shí)飛輪相當(dāng)于剛性體，無(wú)減振作用，瞬時(shí)大轉(zhuǎn)矩直接作用到電機(jī)輸入軸，最大值達(dá)到3 500 N·m，超過(guò)了實(shí)測(cè)的輸入軸屈服極限轉(zhuǎn)矩2 049 和3 000 N·m 的斷裂轉(zhuǎn)矩。而正常的起動(dòng)過(guò)程轉(zhuǎn)矩約為560 N·m，是雙質(zhì)量飛輪彈簧并圈工況的1/5-1/6。

圖21 起動(dòng)失火過(guò)程仿真結(jié)果

在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步分析了P1 電機(jī)起動(dòng)參數(shù)對(duì)于雙質(zhì)量飛輪主次級(jí)相對(duì)角位移的影響，其中P1 電機(jī)加載轉(zhuǎn)矩幅值設(shè)置區(qū)間為電機(jī)能力的40%-100%，電機(jī)轉(zhuǎn)矩從0加載到幅值的時(shí)間設(shè)置區(qū)間為0.02到0.2 s，如圖22 所示。從圖可以看出，當(dāng)加載時(shí)間不變，隨著P1 電機(jī)加載轉(zhuǎn)矩幅值的增加，雙質(zhì)量飛輪相對(duì)擺角明顯變大；當(dāng)P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩幅值不變，相對(duì)擺角隨轉(zhuǎn)矩加載時(shí)間增大而減小，加載的P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩幅值越大，這種趨勢(shì)越明顯；因此，P1 電機(jī)加載轉(zhuǎn)矩幅值和加載時(shí)間對(duì)雙質(zhì)量飛輪的相對(duì)擺角都有影響，尤其是轉(zhuǎn)矩幅值影響更大。

圖22 起動(dòng)過(guò)程飛輪擺角隨電機(jī)加載方式的影響

定義發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速?gòu)? 達(dá)到穩(wěn)定怠速轉(zhuǎn)速的時(shí)間為起動(dòng)時(shí)間，考察P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩幅值及加載時(shí)間對(duì)于起動(dòng)時(shí)間的影響，如圖23 所示。從圖可以看出：P1電機(jī)轉(zhuǎn)矩幅值越大，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)間越短，起動(dòng)越快；P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩加載時(shí)間越長(zhǎng)，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)間越長(zhǎng)。

圖23 起動(dòng)過(guò)程起動(dòng)時(shí)間隨電機(jī)加載方式的影響

從上述分析得出：起動(dòng)時(shí)P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩幅值越大，起動(dòng)越迅速，有利于降低起動(dòng)沖擊和抖動(dòng)，而雙質(zhì)量飛輪并圈風(fēng)險(xiǎn)越大；P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩加載時(shí)間越長(zhǎng)，雙質(zhì)量飛輪并圈的風(fēng)險(xiǎn)越小，但起動(dòng)時(shí)間越長(zhǎng)，不利于降低NVH。因此，在實(shí)際產(chǎn)品開(kāi)發(fā)過(guò)程中，需要對(duì)起動(dòng)標(biāo)定策略電機(jī)轉(zhuǎn)矩幅值、加載時(shí)間進(jìn)行DOE分析，得出最優(yōu)的起動(dòng)標(biāo)定策略參數(shù)，同時(shí)兼顧產(chǎn)品的可靠性和NVH性能。

3.2 花鍵軸強(qiáng)度CAE分析

為了分析電機(jī)輸入軸在承受大沖擊轉(zhuǎn)矩時(shí)的應(yīng)力分布狀態(tài)，對(duì)電機(jī)輸入軸強(qiáng)度進(jìn)行了有限元仿真。采用2 階4 面體單元，網(wǎng)格平均尺寸為0.2 mm，倒角位置劃分4-5 層，共計(jì)143 萬(wàn)網(wǎng)格；電機(jī)蓋板、球軸承、電機(jī)輸入軸等分為一個(gè)整體網(wǎng)格，雙質(zhì)量飛輪次級(jí)慣量和電機(jī)輸入軸之間采用接觸模型；約束雙質(zhì)量飛輪次級(jí)慣量彈簧支撐處，并將3.1 節(jié)中仿真得到的輸入軸最大轉(zhuǎn)矩3 500 N·m 作為激勵(lì)施加在P1電機(jī)蓋板外圈，模擬P1 電機(jī)起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)過(guò)程，有限元仿真模型如圖24所示。

圖24 模型示意圖

分析結(jié)果如圖25 所示，電機(jī)輸入軸表面A區(qū)最大Mises 應(yīng)力2 774 MPa，B 區(qū)最大Mises 應(yīng)力2 418 MPa，C區(qū)最大Mises應(yīng)力2435MPa，芯部A區(qū)最大Mises應(yīng)力1506MPa，B區(qū)1605MPa，C區(qū)1685MPa。有限元仿真分析得出的輸入軸表面與芯部最大應(yīng)力均超過(guò)表3 中材料的抗拉強(qiáng)度，應(yīng)力集中位置也和實(shí)際的斷裂位置一致。

圖25 電機(jī)輸入軸表面應(yīng)力云圖

4 優(yōu)化方案與效果

從上述分析也能看出，P1 電機(jī)短時(shí)連續(xù)起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)將導(dǎo)致雙質(zhì)量飛輪的弧形彈簧在低速共振區(qū)持續(xù)振蕩至并圈，導(dǎo)致電機(jī)輸入軸處動(dòng)態(tài)轉(zhuǎn)矩超過(guò)其斷裂強(qiáng)度。因此必須要優(yōu)化起動(dòng)控制策略，防止雙質(zhì)量飛輪共振。本文對(duì)控制策略進(jìn)行如下優(yōu)化：當(dāng)ECU 探測(cè)到發(fā)動(dòng)機(jī)第一次起動(dòng)失敗，需等發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速降至0 后，再間隔一定時(shí)間才允許再次執(zhí)行P1 助力起動(dòng)，目的是增加兩次起機(jī)時(shí)間間隔，防止發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在飛輪的共振區(qū)間波動(dòng)，同時(shí)采用3.1 節(jié)對(duì)起動(dòng)標(biāo)定策略進(jìn)行DOE 分析的方法得出的最佳P1 電機(jī)拖動(dòng)轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩加載時(shí)間。

采用優(yōu)化后的標(biāo)定控制策略起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)，實(shí)測(cè)結(jié)果如圖26 所示?？梢钥闯?，雙質(zhì)量飛輪主次級(jí)相對(duì)擺角約為50°，小于并圈角度61°，有效地規(guī)避了雙質(zhì)量飛輪的并圈。該策略實(shí)施后，電機(jī)輸入軸未再發(fā)生斷裂故障，并且發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中的抖動(dòng)問(wèn)題也同步改善，說(shuō)明優(yōu)化策略有效，本文的分析是合理的。

圖26 標(biāo)定優(yōu)化方案效果實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)

5 結(jié)論

（1）本文研究的混動(dòng)變速器P1電機(jī)輸入軸斷裂問(wèn)題為瞬態(tài)脆性斷裂，是P1 電機(jī)短時(shí)連續(xù)起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)引起雙質(zhì)量飛輪共振并圈、軸系負(fù)荷急劇增大導(dǎo)致。發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中失火或標(biāo)定策略不當(dāng)都有可能導(dǎo)致這種共振現(xiàn)象發(fā)生。

（2）當(dāng)雙質(zhì)量飛輪并圈后，P1 電機(jī)輸入軸瞬時(shí)轉(zhuǎn)矩可達(dá)到3 500 N·m，超過(guò)其斷裂強(qiáng)度，從而導(dǎo)致電機(jī)輸入軸產(chǎn)生脆性斷裂。如何防止飛輪并圈現(xiàn)象的發(fā)生，是混合動(dòng)力產(chǎn)品開(kāi)發(fā)過(guò)程中需要重點(diǎn)研究的課題。

（3）在混合動(dòng)力起停過(guò)程中，P1 電機(jī)助力轉(zhuǎn)矩幅值越大，起動(dòng)時(shí)間越短，雙質(zhì)量飛輪并圈風(fēng)險(xiǎn)越大；P1 電機(jī)轉(zhuǎn)矩加載時(shí)間越長(zhǎng)，雙質(zhì)量飛輪并圈風(fēng)險(xiǎn)越小，而起動(dòng)時(shí)間加長(zhǎng)將惡化NVH。

（4）針對(duì)P1 電機(jī)短時(shí)連續(xù)起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)工況，采用合理的起動(dòng)標(biāo)定策略，包括控制兩次起機(jī)的時(shí)間間隔、合理的電機(jī)轉(zhuǎn)矩幅值及加載時(shí)間可以有效降低飛輪并圈風(fēng)險(xiǎn)，進(jìn)而規(guī)避傳動(dòng)系統(tǒng)可靠性風(fēng)險(xiǎn)，同時(shí)獲得優(yōu)異的NVH性能。