磁流變液雙質(zhì)量飛輪的設(shè)計及性能*

毛陽 陳志勇 史文庫

(吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國家重點實驗室，吉林 長春 130022)

雙質(zhì)量飛輪在降低傳動系的扭轉(zhuǎn)振動和噪聲、緩解傳動系沖擊等方面起到了非常重要的作用［1］，國外從20 世紀(jì)80年代中期起就開始對雙質(zhì)量飛輪進行研究［2-3］，國內(nèi)近些年也有不少學(xué)者參與到雙質(zhì)量飛輪的研究當(dāng)中.呂振華等［4］對周向短彈簧式雙質(zhì)量飛輪進行了研究，闡述了該結(jié)構(gòu)彈性特性的設(shè)計原則，并對怠速及行駛工況進行了模擬計算分析;史文庫等［5］將長弧形彈簧式雙質(zhì)量飛輪由單級剛度變?yōu)槿墑偠龋芯苛硕嗉壏蔷€性雙質(zhì)量飛輪各個參數(shù)的選取原則;劉圣田［6］建立了整車12 自由度怠速扭振系統(tǒng)模型，分析了雙質(zhì)量飛輪對汽車怠速振動和噪聲控制的影響;宋立權(quán)等［7］構(gòu)建了基于形狀約束的雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)矩特性的分析模型，對雙質(zhì)量飛輪的設(shè)計理論進行了研究.吳飛［8］研制了采用雙質(zhì)量飛輪的傳動系扭振測試試驗臺，該試驗臺可較好地模擬傳動系的振動特性，進而驗證雙質(zhì)量飛輪的扭振特性.

目前，雙質(zhì)量飛輪的研究已較為成熟且在車輛上得到了廣泛的應(yīng)用，但是，由于車輛在不同工況下對雙質(zhì)量飛輪的扭轉(zhuǎn)阻尼有著不同的要求，例如，點火和熄火工況時均需要較大的阻尼力矩，勻速工況以及加、減速工況行駛時則僅需較小的阻尼力矩，而傳統(tǒng)雙質(zhì)量飛輪結(jié)構(gòu)一經(jīng)確定，其扭轉(zhuǎn)阻尼將無法進行調(diào)節(jié)或只能小幅度地調(diào)節(jié)，因此制約了雙質(zhì)量飛輪對傳動系扭振的衰減效果.文中將智能型材料——磁流變液(MRF)應(yīng)用到雙質(zhì)量飛輪中，設(shè)計出一種新型的扭轉(zhuǎn)減振器——磁流變液雙質(zhì)量飛輪，實現(xiàn)了雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)阻尼的可控可調(diào).

1 扭轉(zhuǎn)剛度設(shè)計

1.1 二級分段扭轉(zhuǎn)剛度曲線設(shè)計

為滿足汽車在怠速和行駛工況時不同的扭轉(zhuǎn)剛度要求，磁流變液雙質(zhì)量飛輪的扭轉(zhuǎn)剛度曲線需要設(shè)計成二級分段形式，如圖1 所示.二級分段扭轉(zhuǎn)剛度曲線的設(shè)計需要考慮的參數(shù)包括:極限工作扭矩Tmax、臨界工作扭矩Tc、極限工作轉(zhuǎn)角θmax、臨界工作轉(zhuǎn)角θc和起始工作轉(zhuǎn)角θb.

圖1 二級分段扭轉(zhuǎn)剛度曲線Fig.1 Curve of two-stage torsion stiffness

根據(jù)發(fā)動機最大扭矩、扭矩后備系數(shù)、怠速和行駛工況時的扭轉(zhuǎn)剛度要求以及裝配需求，設(shè)計出二級分段扭轉(zhuǎn)剛度特性曲線參數(shù)，見表1.

表1 二級分段扭轉(zhuǎn)剛度曲線參數(shù)Table 1 Parameters of two-stage torsion stif fness curve

根據(jù)二級分段扭轉(zhuǎn)剛度曲線參數(shù)，怠速級剛度KT1和行駛級剛度KT2分別為

1.2 弧形彈簧設(shè)計

為實現(xiàn)二級分段扭轉(zhuǎn)剛度的彈性特性，采用旋向相反的內(nèi)外嵌套式彈簧結(jié)構(gòu).選定的弧形螺旋彈簧分布半徑、外簧旋繞比、內(nèi)簧旋繞比、材料的許用剪切應(yīng)力和切變模量等參數(shù)的取值見表2，所用材料為55SiMn.

表2 弧形彈簧初選設(shè)計參數(shù)Table 2 Initial design parameters of arc spring

2 阻尼結(jié)構(gòu)設(shè)計及阻尼力矩分析

2.1 磁流變液

磁流變液作為一種智能材料，在零磁場時呈現(xiàn)出Newton 流體特性，其本構(gòu)模型為

dω/dr 為磁流變液沿徑向的角速度梯度.

在強磁場作用時，磁流變液呈現(xiàn)出高黏度、低流動性的Bingham 流體特性，其本構(gòu)模型為

2.2 電磁回路設(shè)計

為了使勵磁線圈能在磁流變液工作區(qū)域產(chǎn)生合適的磁場，需要對電磁回路進行設(shè)計.同時，為使磁力線能以較好的方向通過磁流變液工作區(qū)域，在外轉(zhuǎn)子上增加了隔磁環(huán).當(dāng)勵磁線圈通電后，磁力線就會在磁軛—空氣間隙—外轉(zhuǎn)子—工作間隙(磁流變液)—內(nèi)轉(zhuǎn)子—工作間隙(磁流變液)—外轉(zhuǎn)子—空氣間隙—磁軛之間形成電磁回路，具體如圖2 所示.

圖2 磁場回路Fig.2 Magnetic circuit

結(jié)構(gòu)中磁軛和轉(zhuǎn)子選用了導(dǎo)磁性較好的電工純鐵;磁流變液選用了Lord 公司的MRF-132DG 型產(chǎn)品，其不同磁場強度下的剪切屈服應(yīng)力曲線如圖3所示.

圖3 磁流變液的剪切屈服應(yīng)力Fig.3 Shear yield stress of MRF

2.2.1 磁路理論分析

所設(shè)計的磁流變液雙質(zhì)量飛輪的磁路結(jié)構(gòu)如圖4 所示.

圖4 磁路構(gòu)成示意圖Fig.4 Schematic diagram of the formation of magnetic circuit

磁路中，⑥、⑦并聯(lián)后再與①、②、③、④、⑤和⑧串聯(lián)，其等效磁阻構(gòu)成如圖5 所示，其中，N 為線圈匝數(shù)，I 為線圈電流，Rmi為第i(i=1，2，…，8)個部件的磁阻.

圖5 磁路磁阻構(gòu)成示意圖Fig.5 Schematic diagram of the formation of magnetic resistance

磁路中各部分的磁阻可分別由下列公式獲得:

式中，μi為第i 部件的磁導(dǎo)率，其中μ1=μ2，μ4=μ5，μ6=μ7.

根據(jù)磁路的串、并聯(lián)原則，整個磁路的總磁阻Rm為

根據(jù)安培環(huán)路定理，整個磁路中的磁通量Φ 為

由此可根據(jù)磁路歐姆定律得左側(cè)頂部間隙(即區(qū)域⑦)的磁通量如下:

左側(cè)端部間隙(即區(qū)域⑥)的磁通量為

由公式Φ=BS 可得頂部間隙的平均磁感應(yīng)強度B1為

端部間隙的平均磁感應(yīng)強度B2為

從上述磁路計算可知:磁流變液雙質(zhì)量飛輪頂部和端部間隙的平均磁感應(yīng)強度都與線圈匝數(shù)和電流成正比，與磁路總磁阻成反比;另外，頂部間隙的平均磁感應(yīng)強度與間隙的平均半徑和寬度成反比，與頂部和端部間隙磁阻的比值反相關(guān);而端部間隙則與間隙徑向內(nèi)外半徑的平方差成反比，與端部與頂部間隙的比值反相關(guān).

2.2.2 磁路有限元分析

為驗證設(shè)計的磁路是否滿足要求，對其進行磁場有限元分析，結(jié)果如圖6 所示.

圖6 磁場分布云圖Fig.6 Distribution of magnetic flied

從上圖的分析結(jié)果可以看出:內(nèi)外轉(zhuǎn)子頂面間隙內(nèi)的磁場強度較強，且磁力線垂直通過回轉(zhuǎn)平面;端面間隙內(nèi)則為靠近線圈處較強，遠離線圈處較弱.因此，當(dāng)勵磁線圈施加電流時，主要起作用的部位為頂部間隙和靠近線圈的端面間隙，此處的磁流變液剪切屈服應(yīng)力較大，呈現(xiàn)出Bingham 流體特性;而遠離線圈處的端面間隙磁場稍弱，磁流變液主要呈現(xiàn)為與普通液體類似的Newton 流體特性.

2.3 阻尼力矩分析

內(nèi)外轉(zhuǎn)子相互轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的阻尼力矩由頂部間隙和端部間隙兩部分構(gòu)成，其中頂部間隙呈同軸圓柱狀，端部間隙則為盤狀.

2.3.1 頂部間隙阻尼力矩

頂部間隙如圖7 所示.

圖7 磁流變液頂部間隙Fig.7 Top MRF clearance

結(jié)合流體力學(xué)的Navier-Stokes 方程以及相應(yīng)的邊界條件，獲得頂部間隙區(qū)域磁流變液產(chǎn)生的阻尼力矩:

式中，η0為磁流變液的零場黏度，ri(i=1，2，…，6)為磁流變液的徑向位置.

2.3.2 端部間隙阻尼力矩

端部間隙分為上下兩部分，如圖8 所示，其中上面部分受到磁場作用，而下面部分受磁場作用非常小，因此忽略下面部分受磁場的作用，只考慮其在無磁場時磁流變液的作用.

圖8 磁流變液端部間隙Fig.8 Axial MRF clearance

左側(cè)圓盤上半部分所傳遞的轉(zhuǎn)矩為

左側(cè)圓盤下半部分所傳遞的轉(zhuǎn)矩為

故左、右兩側(cè)端部間隙所傳遞的轉(zhuǎn)矩為

由上述的頂部間隙和端部間隙傳遞扭矩之和即可獲得磁流變液工作間隙所能提供的阻尼力矩.從公式可知，磁流變液雙質(zhì)量飛輪產(chǎn)生的阻尼力矩主要由兩部分組成:一部分由磁流變液自身粘性產(chǎn)生，為粘滯力矩;另一部分由磁流變液在外加磁場作用下的剪切屈服應(yīng)力B產(chǎn)生，為磁致力矩.磁流變液雙質(zhì)量飛輪阻尼力矩的控制則是依靠磁致力矩的改變來實現(xiàn)的.

3 總體結(jié)構(gòu)設(shè)計及樣件試制

結(jié)合對扭轉(zhuǎn)剛度、電磁回路和阻尼力矩的分析，提出如圖9 所示的磁流變液雙質(zhì)量飛輪裝置.

圖9 磁流變液雙質(zhì)量飛輪示意圖Fig.9 Schematic diagram of magneto-rheological fluid dualmass flywheel

圖9 中，與曲軸相連的第一質(zhì)量包括外轉(zhuǎn)子(含隔磁環(huán))和第一飛輪，與變速箱相連的第二質(zhì)量包括內(nèi)轉(zhuǎn)子、第二飛輪，第一、二飛輪之間安裝的弧形螺旋彈簧實現(xiàn)了第一質(zhì)量和第二質(zhì)量之間動力的傳遞［9］.內(nèi)、外轉(zhuǎn)子間的空隙充滿了磁流變液，當(dāng)內(nèi)、外轉(zhuǎn)子相互轉(zhuǎn)動時，由于液體的粘性會產(chǎn)生一定的阻尼力矩，阻尼力矩的大小則由改變電流產(chǎn)生的磁場進而影響液體黏度來控制，即實現(xiàn)了通過控制電流大小來滿足不同工況時傳動系對阻尼的不同要求.

根據(jù)上述設(shè)計方案，制作了磁流變液雙質(zhì)量飛輪的樣件，如圖10 所示.

圖10 磁流變液雙質(zhì)量飛輪樣件Fig.10 Prototype of magneto-rheological fluid dual mass flywheel

4 靜態(tài)特性試驗校核

為確保磁流變液雙質(zhì)量飛輪的性能滿足要求，對其進行臺架性能試驗，如圖11 所示.雙質(zhì)量飛輪的第一質(zhì)量與MTS 扭轉(zhuǎn)作動器的作動軸相連，第二質(zhì)量與MTS 的固定軸相連，作動軸和固定軸分別安裝了角位移傳感器和轉(zhuǎn)矩傳感器.

分別測量不同勵磁線圈電流下磁流變液雙質(zhì)量飛輪的靜態(tài)特性，獲得電流分別為0.0、1.0、1.5和2.0 A 時的靜態(tài)扭轉(zhuǎn)遲滯曲線，如圖12 所示.

圖11 性能臺架試驗Fig.11 Property bench test

圖12 靜態(tài)扭轉(zhuǎn)磁滯曲線Fig.12 Static torsion hysteresis curve

由圖12 可知，隨著勵磁線圈電流的增加，遲滯回線的面積增大.這主要是由于電流產(chǎn)生的磁場使磁流變液剪切屈服應(yīng)力增大，表現(xiàn)在宏觀方面則為液體黏度的增大，從而使能量消耗增大造成的.通過處理靜態(tài)扭轉(zhuǎn)磁滯曲線分別獲得不同電流時磁流變液雙質(zhì)量飛輪的怠速級剛度和行駛級剛度，見表3.可以看出，不同電流時，磁流變液雙質(zhì)量飛輪的怠速級剛度和行駛級剛度變化較小，其值與設(shè)計時的值(分別為3 N·m/(°)和4.038 N·m/(°))相差不大，滿足設(shè)計要求.

表3 磁流變液雙質(zhì)量飛輪的靜剛度Table 3 Static stiffness of MRF dual mass flywheel

5 動態(tài)特性建模仿真及驗證

為更好地研究磁流變液雙質(zhì)量飛輪的動態(tài)特性，基于多學(xué)科建模仿真平臺AMESim［10］，建立了由普通雙質(zhì)量飛輪和磁流變液阻尼兩部分組成的磁流變液雙質(zhì)量飛輪模型，具體見文獻［9］.

首先將磁流變液雙質(zhì)量飛輪預(yù)扭20°，然后對其施加振幅分別為1°和2°的正弦扭轉(zhuǎn)激勵，激勵頻率范圍為1～30 Hz，頻率間隔為1 Hz，分別獲得電流為0.0、1.0 和2.0 A 時的動剛度和滯后角曲線，并與通過圖11 所示臺架獲得的試驗數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如圖13 -16 所示.

圖13 振幅為1°時動態(tài)特性仿真結(jié)果Fig.13 Simulation results of dynamic performance at an amplitude of 1°

圖14 振幅為1°時的動態(tài)特性試驗結(jié)果Fig.14 Test results of dynamic performance at an amplitude of 1°

圖15 振幅為2°時的動態(tài)特性仿真結(jié)果Fig.15 Simulation results of dynamic performance at an amplitude of 2°

圖16 振幅為2°時的動態(tài)特性試驗結(jié)果Fig.16 Test results of dynamic performance at an amplitude of 2°

從上述的對比可知，仿真曲線與試驗結(jié)果有細微的差異，這可能是由于對弧形彈簧非線性摩擦模擬的差異以及對原理線圈的斷面間隙處磁場強度計算的誤差等因素造成的，但總體上仿真結(jié)果與試驗結(jié)果能較好地吻合.從曲線可以看出，磁流變液雙質(zhì)量飛輪的動態(tài)特性可由勵磁線圈電流實時控制，即可在車輛不同工況時提供不同的阻尼力矩以更好地對傳動系扭振進行衰減，這是磁流變液雙質(zhì)量飛輪與普通雙質(zhì)量飛輪的重要區(qū)別，符合磁流變液雙質(zhì)量飛輪設(shè)計的初衷.

6 結(jié)語

文中將磁流變液應(yīng)用到雙質(zhì)量飛輪中，設(shè)計并試制了一套扭轉(zhuǎn)阻尼可調(diào)的磁流變液雙質(zhì)量飛輪裝置，并通過試驗證明其靜態(tài)特性滿足使用要求.文中還建立了磁流變液雙質(zhì)量飛輪仿真模型來進行動態(tài)特性仿真分析并與臺架試驗進行對比，結(jié)果表明，該結(jié)構(gòu)可通過控制勵磁線圈電流來改變其動態(tài)特性，即實現(xiàn)了雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)阻尼的實時可控.文中結(jié)果為傳動系扭振控制提供了一個新的方向，為電控系統(tǒng)融入傳統(tǒng)傳動系奠定了一定基礎(chǔ)，有利于機電一體化技術(shù)進一步在車輛NVH 問題中發(fā)揮作用.

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