陳志勇 ， 毛陽 ， 史文庫 ， 張貴輝

(1.吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室， 吉林，長春 130022；2.吉林大華機械制造有限公司，吉林，長春 130000)

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基于雙質量飛輪的啟停工況傳動系扭振研究

陳志勇1， 毛陽1， 史文庫1， 張貴輝2

(1.吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室， 吉林，長春 130022；2.吉林大華機械制造有限公司，吉林，長春 130000)

為研究發(fā)動機啟停工況時裝有雙質量飛輪傳動系的扭振特性，建立了雙質量飛輪的動特性仿真模型，分析獲得了不同扭轉頻率和振幅激勵下的動剛度和阻尼角曲線，并通過動特性試驗驗證了模型的準確性. 發(fā)動機啟停工況時傳動系將產生瞬時大扭矩和扭轉振幅，從而引起車輛劇烈抖動，且可能導致零件損壞，然而增大雙質量飛輪阻尼的解決方案卻會影響怠速及勻速行駛工況時傳動系的扭振減振效果. 針對傳動系不同工況對雙質量飛輪阻尼的對立要求，結合磁流變液黏度可受磁場強度控制的特性，設計了一套阻尼可調的半主動控制式的磁流變液雙質量飛輪裝置并對其進行啟停工況分析. 結果表明，磁流變液雙質量飛輪在啟停工況時最大扭矩和相對轉角比傳統(tǒng)雙質量飛輪明顯降低，從而可降低啟停時車輛及傳動系的抖動.

雙質量飛輪；磁流變液；啟停工況；扭振

隨著現代車輛發(fā)動機扭矩的增大、車身的輕量化、柴油機的更多使用，以及客戶對舒適性要求的提高，致使車輛傳動系扭振控制成為整車設計和改進過程中一個突出問題[1]. 傳動系的扭振可能使發(fā)動機在某一轉速下產生共振，也可能會帶來車內轟鳴聲、變速箱齒輪的敲擊噪聲以及車輛的喘振等問題[2-3]，還會使車輛在啟動和熄火工況時產生劇烈的抖動. 而雙質量飛輪扭振減振器作為現代汽車中傳動系扭振控制的重要環(huán)節(jié)，已經得到了國內外學者的深入研究[4-6]，且在多款車型上得到了量產使用. 雙質量飛輪在傳動系扭振控制中已經展示出較大優(yōu)異性，并有逐步取代離合器扭振減振器的趨勢.

雙質量飛輪突破了離合器式扭振減振器的約束，通過改變轉動慣量分配，降低扭振剛度，增大工作扭轉角，使車輛的共振轉速降到了怠速以下，避免了正常運行工況時的共振，但同時也降低了怠速時即變速箱掛空擋時的共振轉速，使發(fā)動機啟動和熄火時將會通過該共振轉速，從而使雙質量飛輪產生較大的扭矩和相對轉角，造成車輛劇烈抖動，并可能造成雙質量飛輪的損壞. 尤其是由于啟動溫度過低、過早松開啟動開關等原因造成啟動失敗時，可能會使雙質量飛輪產生更大的扭矩和相對轉角，使其產生壓并而損壞. 針對此種情況的發(fā)生，目前工程上多通過增大雙質量飛輪阻尼的方法來解決，但該方法在一定程度上犧牲了怠速及勻速工況時傳動系扭振的控制效果，故需要雙質量飛輪具有可調的阻尼，以滿足不同工況時的不同要求.

1 雙質量飛輪基本結構

周向長弧形螺旋彈簧式雙質量飛輪作為較為典型且應用較廣的一種扭振隔振裝置，其基本結構如圖1所示. 其主要由第一質量、弧形彈簧、傳力板和第二質量等結構組成，第一質量通過螺栓與發(fā)動機曲軸連接，其外圈包括發(fā)動機啟動時傳遞啟動機轉矩的啟動齒圈，第二質量通過螺栓與離合器連接，兩質量通過軸承和彈性阻尼機構可做相對運動. 當曲軸轉動時，第一質量通過彈簧座推動弧形彈簧滑動，弧形彈簧的另一端推動傳遞板的凸端，進而推動第二質量轉動，實現動力從發(fā)動機曲軸到變速箱輸入軸的傳遞.

在雙質量飛輪的彈簧腔內注還有一定量的潤滑脂，其一方面可以起到潤滑的作用，另一方面還可以利用其黏性起到一定的阻尼作用. 較大的雙質量飛輪阻尼能較好地衰減扭振沖擊工況，但怠速及平穩(wěn)行駛工況需要較小的阻尼，即不同工況對阻尼的要求存在較大的差異，因此在雙質量飛輪設計階段需要綜合考慮以設計出適合工程應用的阻尼系統(tǒng).

2 雙質量飛輪模型建立及試驗驗證

為使下一步的發(fā)動機啟停工況的仿真分析更為準確，首先對雙質量飛輪本體進行動態(tài)特性仿真分析，以獲得較為準確的雙質量飛輪模型. 在AMESim中建立的雙質量飛輪動特性仿真模型如圖2所示，其由彈性部分和阻尼部分組成，彈性部分主要模擬弧形彈簧結構，阻尼部分主要模擬內部的潤滑脂的作用. 該雙質量飛輪為長弧形彈簧結構，其剛度為二級分段剛度，并帶有3°的自由間隙. 模型中，可通過左端輸入端對其輸入轉角激勵，通過右端固定端獲得其扭矩信號. 仿真分析時，首先對其施加20°的預扭，然后對其施加振幅分別為1°，2°和3°的正弦角位移激勵，激勵頻率從1～30 Hz，通過右端提取扭矩信號，進而用Matlab進行數據處理即可獲得其動剛度和阻尼角曲線.

為驗證所建立的雙質量飛輪模型的準確性，對其進行動特性臺架試驗. 雙質量飛輪的第一質量與MTS扭轉試驗臺的作動端相連，第二質量與固定端相連，對作動端施加轉角激勵，通過固定端獲得扭矩響應，MTS試驗臺處理器即可自動處理從而獲得其動剛度和阻尼角曲線.

試驗和仿真獲得的動剛度和阻尼角曲線如圖3～4所示. 從曲線可知，動剛度和阻尼角都隨激勵頻率的增加而略有上升，而隨激勵振幅的增大則呈現出下降趨勢，這符合雙質量飛輪的正常特性.

從試驗和仿真曲線的對比可知，二者吻合得較好，低頻階段阻尼角曲線的差異主要是對雙質量飛輪內部阻尼介質的近似處理造成的. 但試驗和仿真總體趨勢上較為吻合，誤差在允許范圍之內，證明所建立的雙質量飛輪模型是較為準確的，可為下一步基于雙質量飛輪的發(fā)動機啟停工況仿真提供模型基礎.

3 發(fā)動機啟停工況分析

3.1 啟動工況

對發(fā)動機啟動工況進行仿真分析，獲得的曲軸輸出端、第二飛輪以及啟動機的轉速如圖5所示. 為能清晰明了地對比三者的轉速關系，圖中啟動機轉速曲線為乘以傳動比以后的數據. 從圖中可以看出，在發(fā)動機啟動初期，由啟動機拖動曲軸轉動來帶動發(fā)動機運轉，待發(fā)動機曲軸達到約300 r/min后，啟動機自行退出，各缸進行自行噴油點火從而實現發(fā)動機的啟動.

從第一飛輪和第二飛輪的轉速波動可以看出，后者緊隨前者波動的趨勢進行轉動. 在啟動開始的較短時間內，第二飛輪在第一飛輪啟動后一段時間才啟動，這主要是由傳力板與弧形彈簧間存在一定的自由間隙造成的. 在啟動機拖動階段，第二飛輪的波動稍稍比第一飛輪大些，而當啟動機退出后，發(fā)動機自行運轉并轉速上升過程中，第二飛輪的轉速波動大部分時間要比第一質量小很多，說明該飛輪在啟動工況對扭振的衰減是有一定的效果的，但在400～600 r/min之間第二飛輪轉速波動較大. 從轉速上來看，曲軸轉速先上升到1 150 r/min左右，進而又逐漸降到800 r/min左右，并穩(wěn)定在這個轉速，這與實車啟動工況轉速上升趨勢也較為符合.

啟動工況時雙質量飛輪的轉矩和相對轉角曲線分別如圖6～7所示.

可以看出，轉矩和相對轉角較大處為發(fā)動機自行點火運行時轉速上升最快的時段，此時最大扭矩達到100 N·m，最大轉角達到28°. 該處較大的扭矩和扭振振幅將導致啟動過程中車輛產生劇烈的抖動，同時倘若啟動開關過早松開、啟動溫度較低等原因造成啟動失敗，則可能造成最大扭矩和最大轉角超出雙質量飛輪的承受范圍而造成結構的損壞.

3.2 熄火工況

發(fā)動機熄火工況仿真分析獲得的曲軸輸出端和變速箱輸入端的轉速波動如圖8所示.

方案一PPS含基布濾料 （纖維長度51 mm）5塊：樣品1～5，方案二PPS無基布濾料A（纖維長度51 mm）5塊：樣品6～10，方案三PPS無基布濾料B（纖維長度76 mm）5塊：樣品11～15。

從前半部分的怠速工況可看出，第二飛輪的轉速波動要比第一飛輪小很多，說明雙質量飛輪在怠速工況時具有較好的衰減扭振性能；在熄火階段，第二飛輪轉速波動也比第二飛輪明顯要小，而在轉速降到約為200 r/min時，第二飛輪要比第一飛輪大一些，此處可通過增大阻尼的方式降低其轉速波動，在轉速降到0以后，轉速出現了負值，這主要是由于發(fā)動機某缸活塞反彈造成曲軸反轉引起的.

熄火工況下雙質量飛輪的轉矩和相對轉角如圖9～10所示，最大轉矩約為80 N·m，最大轉角為26°左右. 另外熄火工況結束并穩(wěn)定后，雙質量飛輪的相對轉角不為0°，這是由于兩飛輪間與傳力板間有間隙造成的，即其最后穩(wěn)定的相對轉角可為自由間隙范圍內的任何一個位置處.

從上述的仿真分析可知：發(fā)動機啟動和熄火過程中，雙質量飛輪產生較大的扭矩和相對轉角，反應出傳動系承受了較大的扭矩和扭轉振幅，從而使車輛產生劇烈抖動，同時還可能造成雙質量飛輪的損壞. 為避免該情況的發(fā)生，工程上最有效的解決方法是增大雙質量飛輪的阻尼來衰減扭振的峰值，但增大阻尼會降低正常運行工況時傳動系的扭振隔振效果. 因此為滿足車輛不同工況傳動系對雙質量飛輪阻尼的不同的要求，設計出一種阻尼可控可調的雙質量飛輪就顯得很有必要.

4 磁流變液雙質量飛輪的提出

為滿足不同工況下車輛傳動系對雙質量飛輪阻尼的不同要求，結合磁流變液黏度隨磁場變化的特性，創(chuàng)新性的將磁流變液應用到雙質量飛輪中，設計出磁流變液雙質量飛輪裝置，如圖11所示. 圖中，外轉子(含隔磁環(huán))和第一飛輪構成磁流變液雙質量飛輪的第一質量，第一質量與發(fā)動機曲軸相連. 內轉子、第二飛輪構成磁流變液雙質量飛輪的第二質量，第二質量通過離合器與變速箱連接. 第一、二飛輪之間安裝的弧形螺旋彈簧實現了第一質量和第二質量之間動力的傳遞. 內、外轉子間的空隙充滿了磁流變液，當內、外轉子相互轉動時，由于液體的黏性會產生一定的阻尼力矩.

根據磁流變液在磁場作用下可實現黏度瞬間變化的特性，可通過改變勵磁線圈電流的大小來實現磁流變液雙質量飛輪阻尼的實時調控. 當要求磁流變液雙質量飛輪提供較小的阻尼時，不給勵磁線圈施加電流，此時磁流變液表現出Newton流體的特性，內、外轉子之間只受到較小的黏滯扭矩作用；當要求增大磁流變液雙質量飛輪的阻尼時，只需給勵磁線圈施加電流，此時磁流變液表現出Bingham流體的特性，內、外轉子之間受到黏滯扭矩作用的同時，還會受到磁致力矩的作用.

因此在裝有磁流變液雙質量飛輪的傳動系中，在啟動工況和熄火工況提高其阻尼，以控制雙質量飛輪的最大扭矩和相對轉角來緩解車輛的劇烈抖動；在正常運行工況，其阻尼較小，從而保證雙質量飛輪對傳動系扭振具有較好的衰減性能；同時，針對突然加、減速以及突然剎車等較大沖擊工況，也可增大電流來產生大阻尼以緩沖扭振沖擊.

5 磁流變液雙質量飛輪啟停工況分析

為驗證所設計的磁流變液雙質量飛輪裝置在發(fā)動機啟動及熄火工況時對傳動系的扭振特性，將發(fā)動機模型中雙質量飛輪部分換成圖12所示的磁流變液雙質量飛輪模型. 模型中，在傳統(tǒng)雙質量飛輪的基礎了增加了阻尼部分，且該阻尼大小由第一飛輪和第二飛輪的轉角信號控制，當相對轉角較小時，給予較小的阻尼，當相對轉角較大時，給予較大的阻尼，進而近似模擬磁流變液受磁場變化時黏度變化所引起的雙質量飛輪阻尼的變化.

5.1 啟動工況

磁流變液雙質量飛輪在啟動工況時轉矩及相對轉角如圖13～14所示. 可以看出，發(fā)動機在啟動工況時磁流變液雙質量飛輪產生的最大扭矩為85 N·m，最大相對轉角為18°，比傳統(tǒng)雙質量飛輪都有較大幅度的降低.

5.2 熄火工況及對比分析

磁流變液雙質量飛輪在熄火工況時轉矩波動及相對轉角波動如圖15～16所示，可以看出，發(fā)動機熄火工況時磁流變液雙質量飛輪產生的最大扭矩為65 N·m，最大相對轉角為16°，比傳統(tǒng)雙質量飛輪也有較大幅度的降低.

傳統(tǒng)雙質量飛輪和磁流變液雙質量飛輪在啟動工況和熄火工況時，產生的最大扭矩和最大轉角如表1所示. 由對比可知，利用磁流變液雙質量飛輪可以大幅度降低啟停工況時雙質量飛輪的最大扭矩和最大轉角，從而緩解啟停工況時車輛的劇烈抖動以及避免雙質量飛輪的損壞；同時由于在正常行駛工況時對磁流變液雙質量飛輪不施加電流，即其阻尼值與傳統(tǒng)雙質量飛輪相當，故不會影響其在正常運行工況時對傳動系扭振的衰減性能.

表1 傳統(tǒng)雙質量飛輪與磁流變液雙質量飛輪對比

6 結 論

對周向長弧形螺旋彈簧進行動特性建模仿真分析，獲得其不同扭轉頻率和振幅激勵下的動剛度和阻尼角曲線，并與動態(tài)特性試驗進行對比，驗證了雙質量飛輪模型的準確性.

仿真分析獲得了發(fā)動機啟動工況和熄火工況時曲軸輸出端、變速箱輸入軸和啟動機轉速波動，以及雙質量飛輪的轉矩和相對轉角波動曲線. 結果表明：發(fā)動機啟停工況時，傳動系會產生較大的轉矩和轉角波動，使車輛劇烈抖動，同時易損壞其結構.

針對雙質量飛輪在啟停工況的大阻尼要求和正常運行工況的小阻尼要求，結合磁流變液的黏度可隨磁場變化的特性，設計了一套阻尼可控可調的磁流變液雙質量飛輪裝置. 對該裝置進行啟停工況仿真分析的結果表明：磁流變液雙質量飛輪裝置在啟停工況時產生的最大扭矩和最大相對轉角比傳統(tǒng)雙質量飛輪都有較大幅度的降低，從而能較好地降低啟停工況時車輛的抖動問題以及對雙質量飛輪的保護，同時還不犧牲其在怠速及勻速行駛時對傳動系扭振的衰減性能.

[1] 李偉，史文庫.雙質量飛輪(DMF)的研究綜述[J].噪聲與振動控制，2008(5):1-5.

Li Wei， Shi Wenku. Summary of studies of dual mass flywheel(DMF)[J]. Noise and Vibration Control， 2008(5):1-5. (in Chinese)

[2] 閔德磊.雙質量飛輪的性能優(yōu)化與設計軟件實現[D].長春：吉林大學，2012.

Min Delei. The performance optimization and designing software realization of dual mass spring[D]. Changchun: Jinlin University， 2012. (in Chinese)

[3] Centea D， Rahnejat H， Menday M T. Non-linear multi-body dynamic analysis for the study of clutch torsional vibrations(judder)[J]. Applied Mathematical Modelling， 2001(25):177-192.

[4] 陳德民，史小飛，劉國強，等.雙質量飛輪設計與減振特性研究[J].農業(yè)裝備與車輛工程，2012，50(7):15-17.

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(責任編輯：孫竹鳳)

Research on Torsional Vibration of Powertrain with Dual Mass Flywheel in Start-Stop Conditions

CHEN Zhi-yong1， MAO Yang1， SHI Wen-ku1， ZHANG Gui-hui2

(1.State Key Laboratory of Automotive Simulation and Control， Jilin University， Changchun， Jilin 130022;2.Dahua Machine Manufacturing Co.，Ltd， Changchun， Jilin 130000, China)

To research the torsional vibration of powertrain with the dual mass flywheel(DMF) in engine start-stop conditions, a model of DMF was built , the dynamic stiffness and loss angle in different torsional frequencies and amplitudes were obtained and the accuracy of the model was verified by tests. Combining the DMF model, an engine model was built. The analysis results show that the instantaneous big torque and torsional amplitude of powertrain will happen in the start-stop conditions and may cause the vehicle shaking and the DMF damage. The situation can be solved by increasing the damping of DMF, but it will decrease the torsional vibration damping characteristic in idle and constant speed conditions. Aiming to satisfy the different requirements of DMF damping in different conditions, combining the rheological behaviour of magneto-rheological fluid changed by magnetic field, a semi-active magneto-rheological fluid dual mass flywheel which damping could be changed was designed. The analysis results of the device indicate that the maximum torque and relative angle of magneto-rheological fluid dual mass flywheel is obviously lower than tradition DMF which could decrease the shaking of vehicle and powertrain. And the device doesn’t reduce the torsional vibration damping characteristic in idle and constant speed conditions and also has a good damping effect in lager torsional shock such as suddenly speed-up, speed-down and braking conditions.

dual mass flywheel； magneto-rheological fluid； start-stop conditions； torsional vibration

2014-08-12

國家自然科學基金資助項目(51205158)；博士后科學基金資助項目(2013M541294)

陳志勇(1980—)，男，博士，E-mail:chen_zy@jlu.edu.cn.

史文庫(1960—)，男，教授，E-mail:shiwk@jlu.edu.cn.

U 463.2

A

1001-0645(2016)01-0042-06

10.15918/j.tbit1001-0645.2016.01.008