雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)特性分析與整車試驗研究*

陳 龍，史文庫，陳志勇，劉國政，劉鶴龍

（1.吉林大學(xué)，汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130022； 2.上汽大眾汽車有限公司，上海 201805）

前言

大功率輕量化發(fā)動機(jī)的應(yīng)用可在有效提高汽車動力性的同時降低排放，但這也會導(dǎo)致汽車傳動系扭轉(zhuǎn)振動變得更為劇烈，如何有效衰減扭轉(zhuǎn)振動成為內(nèi)燃機(jī)汽車急需克服解決的熱點難點問題。雙質(zhì)量飛輪作為新型扭轉(zhuǎn)減振器，相比傳統(tǒng)離合器扭轉(zhuǎn)減振器，其具有大扭轉(zhuǎn)角度和小扭轉(zhuǎn)剛度，能夠使傳動系固有頻率對應(yīng)的轉(zhuǎn)速低于怠速轉(zhuǎn)速，從而使傳動系在發(fā)動機(jī)常用轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)不會發(fā)生共振，降低傳動系扭轉(zhuǎn)振動，提高整車乘坐舒適性［1-3］。

國外對雙質(zhì)量飛輪的研發(fā)較早，已經(jīng)形成了性能穩(wěn)定的產(chǎn)品，其中以LuK公司為代表的雙質(zhì)量飛輪生產(chǎn)商在2015年其生產(chǎn)總量累計已經(jīng)超過1億個［4-7］；國內(nèi)針對雙質(zhì)量飛輪的研究主要集中在結(jié)構(gòu)設(shè)計、理論研究、動力學(xué)建模仿真和臺架試驗［8-12］。文獻(xiàn)［8］和文獻(xiàn)［9］中分別對徑向彈簧式、周向短彈簧式雙質(zhì)量飛輪的設(shè)計原理和彈性特性進(jìn)行研究，并對其彈性機(jī)構(gòu)設(shè)計方法進(jìn)行總結(jié)；文獻(xiàn)［10］中在考慮遲滯阻尼等因素下，建立雙質(zhì)量飛輪非線性模型，并通過臺架試驗驗證；文獻(xiàn)［11］中提出一種新型連續(xù)可變剛度雙質(zhì)量飛輪，并對其扭轉(zhuǎn)特性進(jìn)行了理論分析與臺架試驗研究；文獻(xiàn)［12］和文獻(xiàn)［13］中提出一種智能型磁流變雙質(zhì)量飛輪，能夠?qū)崿F(xiàn)雙質(zhì)量飛輪阻尼系數(shù)實時調(diào)節(jié)；文獻(xiàn)［14］中提出了一種正負(fù)剛度并聯(lián)式半主動控制扭轉(zhuǎn)減振器，通過仿真得出其減振效果優(yōu)于傳統(tǒng)雙質(zhì)量飛輪。

但是針對雙質(zhì)量飛輪的整車試驗研究相對較少，本文中針對雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)減振性能進(jìn)行了臺架與整車試驗研究。首先針對扭轉(zhuǎn)角度對雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)特性的影響進(jìn)行理論分析，然后通過臺架試驗驗證理論分析的正確性，最后對雙質(zhì)量飛輪開展整車道路試驗，分析不同工況下雙質(zhì)量飛輪減振性能。

1 雙質(zhì)量飛輪基本結(jié)構(gòu)與工作原理

雙質(zhì)量飛輪的結(jié)構(gòu)如圖1所示。它是由第一質(zhì)量、第二質(zhì)量、起動齒圈、傳力板和長弧形彈簧等部件構(gòu)成。起動齒圈通過過盈配合與第一質(zhì)量相連接，第一質(zhì)量與發(fā)動機(jī)曲軸末端法蘭通過螺栓連接，法蘭與第二質(zhì)量通過鉚釘連接，第二質(zhì)量與離合器總成通過螺栓固定連接，第一質(zhì)量總成與第二質(zhì)量總成通過低剛度弧形彈簧連接，并且可以發(fā)生相對轉(zhuǎn)動。當(dāng)發(fā)動機(jī)曲軸轉(zhuǎn)動時帶動第一質(zhì)量通過凸臺壓縮弧形彈簧，弧形彈簧的另一端推動傳力板兩側(cè)側(cè)耳，從而帶動第二質(zhì)量轉(zhuǎn)動，實現(xiàn)動力從發(fā)動機(jī)到變速器的傳遞。

圖1 周向長弧形雙質(zhì)量飛輪結(jié)構(gòu)圖

雙質(zhì)量飛輪這種結(jié)構(gòu)解決了傳統(tǒng)離合器扭轉(zhuǎn)減振器減振彈簧扭轉(zhuǎn)角度小、剛度大的缺點，而且可以靈活分配第一質(zhì)量與第二質(zhì)量的轉(zhuǎn)動慣量，能夠使傳動系共振轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)離發(fā)動機(jī)的工作轉(zhuǎn)速，大幅度降低變速器輸入軸的轉(zhuǎn)矩波動，從而可以提高換擋平順性并減小換擋沖擊噪聲，提升整車NVH性能。

弧形彈簧是雙質(zhì)量飛輪的核心構(gòu)件，它決定了雙質(zhì)量飛輪的彈性特性，弧形彈簧壓縮過程中，其與弧形滑道之間會發(fā)生摩擦，多數(shù)研究不考慮摩擦或者近似認(rèn)為其為常數(shù)，但是實際壓縮過程中，弧形彈簧隨著扭轉(zhuǎn)角度的增加，其沿分布半徑方向的分力也會增大，從而導(dǎo)致摩擦力會隨著扭轉(zhuǎn)角度的增加而增大。接下來將會分析扭轉(zhuǎn)角度對弧形彈簧扭轉(zhuǎn)特性的影響并通過臺架試驗驗證分析的正確性。

2 雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)特性分析

弧形彈簧結(jié)構(gòu)如圖2（a）所示，對弧形彈簧采用離散元方法進(jìn)行分析，如圖2（b）所示，將弧形彈簧分解為k個相等的單元質(zhì)量，假設(shè)每個單元質(zhì)量為m（i＝1，2，3，…，k），單元之間夾角為。

圖2 弧形彈簧結(jié)構(gòu)示意圖

工作過程中弧形彈簧將受到離心力和弧形彈簧壓縮產(chǎn)生的彈力沿徑向的分力，使弧形彈簧對滑道產(chǎn)生沿徑向分布的正壓力，當(dāng)弧形彈簧與滑道發(fā)生相對轉(zhuǎn)動時就會在接觸面切線方向產(chǎn)生摩擦力，而且離心力會隨著轉(zhuǎn)速的升高而呈平方增加，弧形彈簧彈力沿徑向分力也會隨著相對轉(zhuǎn)角的增大而增大。

取第k個弧形彈簧質(zhì)量單元分析，其受力狀態(tài)如圖3所示，圖中Fk-1為上一個彈簧質(zhì)量單元的作用力；Fk為下一個彈簧質(zhì)量單元的作用力；FF為滑道對其的切向摩擦力；F0為徑向正壓力；FN為滑道對弧形彈簧的支撐力；R為弧形彈簧軸線分布半徑；μ為摩擦因數(shù)；ωk為第k個單元角速度；c為黏滯阻尼系數(shù)；KT為扭轉(zhuǎn)剛度系數(shù)。

圖3 弧形彈簧單元受力圖

對弧形彈簧順時針加載，并對作用力沿法向和切向進(jìn)行分解，根據(jù)受力平衡得到如下方程。

切線方向為

法線方向為

根據(jù)式（2）可得

可以發(fā)現(xiàn)式（3）由兩部分構(gòu)成：第1部分為弧形彈簧受的離心力；第2部分為弧形彈簧彈力沿徑向的分力。

切向摩擦力為

任意兩單元間的轉(zhuǎn)角差為

式中：θ0為弧形彈簧自由長度時圓心角；n為弧形彈簧單元數(shù)。

聯(lián)立式（1）～式（5）可得加載時第i單元的切向受力公式：

卸載時除了摩擦力反向外其它受力情況與加載相同，則可得卸載時第i單元的切向受力公式：

緩慢加載、卸載過程中角速度ωk為零，式（6）和式（7）可簡化為

靜態(tài)扭轉(zhuǎn)條件下，隨著扭轉(zhuǎn)角度的增加，雙質(zhì)量飛輪弧形彈簧的摩擦阻力矩也會增加，最終導(dǎo)致扭轉(zhuǎn)特性曲線并非線性，而呈現(xiàn)隨著扭轉(zhuǎn)角度增加向上彎曲這一特性。

3 雙質(zhì)量飛輪臺架試驗

試驗樣件為與某企業(yè)合作開發(fā)的雙質(zhì)量飛輪。通過臺架試驗驗證樣件是否滿足設(shè)計要求，并驗證雙質(zhì)量飛輪靜態(tài)扭轉(zhuǎn)特性理論分析的正確性。臺架試驗如圖4所示，雙質(zhì)量飛輪第二質(zhì)量通過夾具與固定支架連接，第一質(zhì)量與扭轉(zhuǎn)作動器相連接，試驗臺架安裝有角位移傳感器和轉(zhuǎn)矩傳感器，利用數(shù)據(jù)采集設(shè)備實時采集角位移與轉(zhuǎn)矩信號，得到雙質(zhì)量飛輪靜扭特性曲線。表1為雙質(zhì)量飛輪參數(shù)。

圖4 雙質(zhì)量飛輪靜態(tài)扭轉(zhuǎn)特性試驗臺架

由表1可知，設(shè)計參數(shù)與最終樣件測試所得參數(shù)值基本一致，樣件試制可靠，其中基礎(chǔ)阻尼值偏小，這是由于樣件裝配過程中摩擦盤正壓力偏小導(dǎo)致。

表1 雙質(zhì)量飛輪參數(shù)

圖5為雙質(zhì)量飛輪靜扭特性試驗曲線與考慮扭轉(zhuǎn)角對扭轉(zhuǎn)特性影響下的理論分析曲線和線性扭轉(zhuǎn)特性曲線對比圖。圖中虛實線為線性扭轉(zhuǎn)特性曲線，線性扭轉(zhuǎn)剛度為 3.78 N·m／（°），“?！毙螖?shù)據(jù)點為試驗實測數(shù)據(jù)點，對比試驗數(shù)據(jù)與線性扭轉(zhuǎn)特性曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨著扭轉(zhuǎn)角度的增加，線性扭轉(zhuǎn)特性曲線與實測值的誤差值變大，說明雙質(zhì)量飛輪在靜態(tài)扭轉(zhuǎn)過程中摩擦力矩隨著扭轉(zhuǎn)角度的增加而變大。同時加載與卸載發(fā)生滯回現(xiàn)象是由庫倫摩擦阻尼力矩產(chǎn)生，該雙質(zhì)量飛輪存在約為7.8 N·m的基礎(chǔ)阻尼力矩。

圖5 雙質(zhì)量飛輪靜態(tài)扭轉(zhuǎn)特性曲線

細(xì)實線是根據(jù)式（8）和式（9）計算得到的雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)特性曲線，由圖5可知，考慮扭轉(zhuǎn)角度影響下的雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)特性曲線與實測數(shù)據(jù)基本一致，試驗結(jié)果證明理論分析的正確性。

4 實車道路試驗

為進(jìn)一步研究雙質(zhì)量飛輪在車輛不同行駛工況下的減振性能，對其進(jìn)行了實車道路試驗，分析汽車常用工況下雙質(zhì)量飛輪的減振性能。

4.1 試驗裝置

試驗儀器包括比利時LMS數(shù)據(jù)采集前端、霍爾轉(zhuǎn)速傳感器，試驗車輛采用某型轎車。在第一質(zhì)量起動齒圈和第二質(zhì)量信號齒圈處布置霍爾轉(zhuǎn)速傳感器，采集第一質(zhì)量飛輪和第二質(zhì)量飛輪的角速度。圖6為霍爾傳感器布置位置圖，圖7為40通道LMS數(shù)據(jù)采集前端。

試驗場地為湖北襄樊汽車試驗場，試驗工況有怠速工況、勻速工況和加、減速工況。

4.2 試驗結(jié)果分析

4.2.1 時域分析

圖6 傳感器布置圖

圖7 LMS數(shù)據(jù)采集前端

（1）怠速工況

試驗車輛定置在試驗場地（拉緊手制動、松開油門和制動踏板），點火后待發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速穩(wěn)定后采集雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量和第二質(zhì)量的轉(zhuǎn)速信號，結(jié)果如圖8所示。

圖8 怠速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動

怠速工況平均轉(zhuǎn)速為751 r／min，為量化雙質(zhì)量飛輪減振效果，分別計算第一質(zhì)量、第二質(zhì)量轉(zhuǎn)速波動均方根值，分別為8.293 4和4.342 2 r／min，雙質(zhì)量飛輪怠速工況下轉(zhuǎn)速波動衰減幅度達(dá)到47.6%。

（2）勻速工況

試驗過程分別對不同擋位下50 km／h常用車速進(jìn)行分析，由于篇幅有限，雙質(zhì)量飛輪的時域曲線圖僅為3擋。

圖9為3擋勻速工況下第一質(zhì)量與第二質(zhì)量轉(zhuǎn)速波動對比圖，由圖可以明顯看到第二質(zhì)量的轉(zhuǎn)速波動相比第一質(zhì)量得到明顯衰減。

圖9 勻速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動

圖10 為勻速工況不同擋位雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動均方根值。由圖可知，雙質(zhì)量飛輪能夠大幅度衰減發(fā)動機(jī)輸出的轉(zhuǎn)速波動。

圖10 勻速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動均方根值

（3）加速工況

汽車3擋全油門加速工況雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量和第二質(zhì)量轉(zhuǎn)速波動時域曲線如圖11所示。

圖11 3擋加速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動

加速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動去除趨勢項后，計算得到轉(zhuǎn)速波動均方根值，結(jié)果如圖12所示。

圖12 加速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動均方根值

由圖可知，加速工況下雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動明顯要比穩(wěn)態(tài)工況（怠速工況和勻速工況）大；也可看出擋位增加雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量轉(zhuǎn)速波動也在增大，但是第二質(zhì)量轉(zhuǎn)速波動值相差不大，雙質(zhì)量飛輪在加速工況下減振效果非常明顯。

（4）減速工況

汽車3擋全松油門減速工況下雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量和第二質(zhì)量轉(zhuǎn)速波動時域曲線如圖13所示。

圖13 3擋減速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動

圖14 減速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動均方根值

圖14 為減速工況雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動去除趨勢項后的波動均方根值。由圖可知，減速工況下雙質(zhì)量飛輪轉(zhuǎn)速波動依然要比穩(wěn)態(tài)工況大，但是總體比加速工況時的波動量小，原因是由于減速工況下駕駛員松開油門踏板，發(fā)動機(jī)節(jié)氣門開度減小，輸出轉(zhuǎn)矩波動幅度變小。

將雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量到第二質(zhì)量的轉(zhuǎn)速波動衰減幅度作為雙質(zhì)量飛輪減振性能的量化指標(biāo)，計算得出各工況下雙質(zhì)量飛輪減振性能，結(jié)果如圖15所示。

圖15 各工況下雙質(zhì)量飛輪減振性能

由圖可知：雙質(zhì)量飛輪在不同行駛工況、不同擋位下的平均減振性能在59%左右；穩(wěn)態(tài)工況（怠速工況和勻速工況）的減振性能較為穩(wěn)定，約為50%；非穩(wěn)態(tài)工況（加、減速工況）下雙質(zhì)量飛輪的轉(zhuǎn)速波動均方根值變大，同時雙質(zhì)量飛輪的減振性能也增大，最大能夠達(dá)到82.5%。

4.2.2 階次分析

試驗車輛的發(fā)動機(jī)為四缸汽油發(fā)動機(jī)，其傳動系扭振主要是由發(fā)動機(jī)2階扭轉(zhuǎn)振動引起，故進(jìn)一步分析各工況下雙質(zhì)量飛輪對發(fā)動機(jī)2階扭轉(zhuǎn)振動減振性能。

（1）怠速工況

怠速工況下雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量與第二質(zhì)量2階扭轉(zhuǎn)角加速度如圖16所示。由圖可以看出，在怠速工況下，2階扭轉(zhuǎn)角加速度得到大幅衰減，雙質(zhì)量飛輪減振效果明顯。

圖16 怠速工況雙質(zhì)量飛輪2階角加速度

（2）勻速工況

本文中對3，4，5擋下50 km／h勻速工況進(jìn)行分析，其結(jié)果如圖17所示。在車速一定前提下，隨著擋位增加，對應(yīng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下降，3，4，5擋所對應(yīng)的轉(zhuǎn)速分別為3 188，2 190和1 600 r／min，發(fā)動機(jī)輸出的2階扭轉(zhuǎn)角加速度也在減小，說明發(fā)動機(jī)扭振是隨著轉(zhuǎn)速的增加而增大，同時第二質(zhì)量2階扭轉(zhuǎn)角加速度相比第一質(zhì)量都得到了大幅衰減。

圖17 勻速工況雙質(zhì)量飛輪2階角加速度

（3）加、減速工況

加速工況下雙質(zhì)量飛輪2階扭轉(zhuǎn)角加速度試驗結(jié)果如圖18所示。由圖可以發(fā)現(xiàn)，隨著加速過程轉(zhuǎn)速增加，雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量2階角加速度隨著轉(zhuǎn)速增加迅速增大，3擋在1 800 r／min左右達(dá)到峰值，4擋在1 300r／min左右達(dá)到峰值，然后迅速減小。而出現(xiàn)的峰值可能是由傳動系某階固有頻率引起［3］。但是第二質(zhì)量并未出現(xiàn)峰值，說明雙質(zhì)量飛輪很好的降低汽車加速過程中的扭振。

圖18 加速工況雙質(zhì)量飛輪2階角加速度

減速工況如圖19所示，雙質(zhì)量飛輪2階扭轉(zhuǎn)角加速度隨著轉(zhuǎn)速的降低一直減小，同時經(jīng)過雙質(zhì)量飛輪對發(fā)動機(jī)扭振的衰減，第二質(zhì)量的扭轉(zhuǎn)波動幅值得到大幅度降低。

圖19 減速工況雙質(zhì)量飛輪2階角加速度

分別對各工況下雙質(zhì)量飛輪第一質(zhì)量與第二質(zhì)量2階扭振角加速度求平均值，其結(jié)果如表2所示。

表2 各工況2階角加速度

根據(jù)表2可以得出：怠速工況下雙質(zhì)量飛輪衰減幅度為55.6%；勻速工況下車速一定，隨著擋位增加，轉(zhuǎn)速降低，雙質(zhì)量飛輪減振性能由85.9%降低到53%；加速工況與減速工況雙質(zhì)量飛輪的減振性能相差不大，都能夠達(dá)到80%。但是加速工況第一質(zhì)量的2階角加速度值比減速工況大，這是由于加速工況發(fā)動機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩大，減速工況發(fā)動機(jī)處于反拖狀態(tài)，輸出轉(zhuǎn)矩小?？傮w來看，雙質(zhì)量飛輪2階角加速度減振性能平均能達(dá)到76%。

5 結(jié)論

（1）雙質(zhì)量飛輪靜態(tài)扭轉(zhuǎn)條件下，摩擦阻力矩會隨著扭轉(zhuǎn)角度的增大而增大。

（2）雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)減振性能好，尤其針對四缸發(fā)動機(jī)2階扭轉(zhuǎn)振動，角加速度衰減幅度平均能夠達(dá)到76%。

（3）通過整車多工況道路試驗得出，不同工況雙質(zhì)量飛輪減振性能存在差異。非穩(wěn)態(tài)工況（加、減速工況）衰減幅度最高可達(dá)80%左右；穩(wěn)態(tài)工況（怠速、勻速工況）為50%左右。