以多體動(dòng)力學(xué)模型為基礎(chǔ)的后驅(qū)車(chē)輛轟鳴性能開(kāi)發(fā)

王 昆 倪小波 李宏庚 何嘉洋 黃元毅 侯高杰

1.上汽通用五菱汽車(chē)股份有限公司，柳州，545000 2.鄭州愛(ài)科科技有限公司，鄭州，450000

0 引言

前置后驅(qū)車(chē)型的傳動(dòng)系統(tǒng)一般由發(fā)動(dòng)機(jī)、飛輪、離合器、變速箱、傳動(dòng)軸、主減速器、驅(qū)動(dòng)半軸及車(chē)輪等組成。傳動(dòng)系統(tǒng)各個(gè)部件一般具有一定的扭轉(zhuǎn)剛度，所以傳動(dòng)系統(tǒng)自身會(huì)有固有頻率，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)或者路面的激勵(lì)與傳動(dòng)系統(tǒng)的固有頻率接近時(shí)，傳動(dòng)系統(tǒng)便會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)共振特性，產(chǎn)生強(qiáng)烈的噪聲，傳至車(chē)內(nèi)后有可能與車(chē)內(nèi)的空腔模態(tài)耦合從而產(chǎn)生轟鳴聲。轟鳴聲容易引起駕駛員煩躁不安，對(duì)駕駛員來(lái)說(shuō)是非常危險(xiǎn)的，很容易導(dǎo)致交通事故，因此，對(duì)后驅(qū)車(chē)輛的轟鳴性能進(jìn)行研究是很有必要的。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)后驅(qū)車(chē)輛的轟鳴問(wèn)題進(jìn)行了諸多研究。唐子等[1]研究表明，發(fā)動(dòng)機(jī)輸出簡(jiǎn)諧轉(zhuǎn)矩引發(fā)的傳動(dòng)系扭振會(huì)引起主減速器齒輪嚙合力變化，進(jìn)而引起車(chē)身振動(dòng)。王東等[2]提出了一系列控制主減速器處的扭振幅值的方案，可以有效地解決轟鳴聲的問(wèn)題。蔡蕓[3]提出了同時(shí)考慮傳動(dòng)系統(tǒng)扭振和汽車(chē)動(dòng)力性的綜合優(yōu)化方案來(lái)解決傳動(dòng)系統(tǒng)共振問(wèn)題。康強(qiáng)等[4]對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)扭振強(qiáng)迫振動(dòng)進(jìn)行計(jì)算分析與扭振測(cè)試，明確轟鳴問(wèn)題是由傳動(dòng)系統(tǒng)導(dǎo)致的。吳昱東等[5]運(yùn)用減振帶隙計(jì)算方法設(shè)計(jì)扭轉(zhuǎn)減振器，可有效抑制傳動(dòng)系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，降低車(chē)內(nèi)轟鳴聲。LIU等[6]針對(duì)汽車(chē)加速過(guò)程中出現(xiàn)的噪聲問(wèn)題，研究了多級(jí)離合器阻尼器和齒輪側(cè)隙的非線性特性，提出了一種離合器動(dòng)力學(xué)的優(yōu)化方法。ZU等[7]設(shè)計(jì)出一套阻尼可調(diào)的半主動(dòng)控制式的磁流變液雙質(zhì)量飛輪裝置，減小了啟停工況的最大扭矩和相對(duì)轉(zhuǎn)角，有效解決了轟鳴噪聲問(wèn)題。以上學(xué)者針對(duì)汽車(chē)轟鳴噪聲的研究為汽車(chē)工業(yè)的發(fā)展提供了一定的支持，但對(duì)轟鳴振動(dòng)噪聲的機(jī)理分析主要采用試驗(yàn)的方法進(jìn)行分析，然后提出解決方案以解決傳動(dòng)系統(tǒng)扭振問(wèn)題。

本文采用多體模型以及試驗(yàn)結(jié)果相結(jié)合的方法，以某款后驅(qū)車(chē)輛的傳動(dòng)系統(tǒng)轟鳴性能改進(jìn)研究開(kāi)發(fā)項(xiàng)目為基礎(chǔ)，建立傳動(dòng)系統(tǒng)及整車(chē)的多體動(dòng)力學(xué)模型，以模型為基礎(chǔ)研究分析后驅(qū)車(chē)輛轟鳴問(wèn)題的基本機(jī)理，同時(shí)結(jié)合整車(chē)以及臺(tái)架試驗(yàn)的結(jié)果，針對(duì)轟鳴問(wèn)題提出相應(yīng)的改善方案，以實(shí)現(xiàn)主要的傳動(dòng)系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)性能前期設(shè)計(jì)能力的提升。

1 后驅(qū)車(chē)輛的轟鳴性能

1.1 問(wèn)題概要

該款前置后驅(qū)車(chē)輛的轟鳴問(wèn)題具體表現(xiàn)為：加速工況在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1600 r/min附近，滑行工況在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2700 r/min時(shí)車(chē)內(nèi)轟鳴聲、振動(dòng)較大，數(shù)據(jù)上表現(xiàn)為發(fā)動(dòng)機(jī)2階。

1.2 整車(chē)試驗(yàn)

轟鳴性能整車(chē)試驗(yàn)方法如下：①選擇平直良好的路面進(jìn)行試驗(yàn)，將發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行足夠預(yù)熱以確保達(dá)到穩(wěn)態(tài)；②試驗(yàn)擋位：3擋、4擋，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速：1000 ～3500 r/min；試驗(yàn)工況：全加速(wot)、滑行(coast)；③分別測(cè)量駕駛室聲壓、驅(qū)動(dòng)半軸扭矩?cái)?shù)據(jù)，將數(shù)據(jù)進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2階階次處理。

1.3 臺(tái)架試驗(yàn)

為了確認(rèn)傳動(dòng)系統(tǒng)自身的振動(dòng)模態(tài)，對(duì)該后驅(qū)車(chē)輛的傳動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行臺(tái)架掃頻試驗(yàn)，試驗(yàn)臺(tái)如圖1所示。傳動(dòng)系統(tǒng)包括變速箱、傳動(dòng)軸、主減速器、驅(qū)動(dòng)半軸，在驅(qū)動(dòng)半軸輸出端安裝負(fù)載電機(jī)，用于測(cè)量驅(qū)動(dòng)半軸的輸出扭矩，在變速箱輸入端安裝輸入電機(jī)，用于施加2階掃頻激勵(lì)。

圖1 臺(tái)架試驗(yàn)Fig.1 Bench test

輸入電機(jī)的掃頻范圍為900～3900 r/min；全加速工況的加載驅(qū)動(dòng)為130 N·m，掃頻振幅為±190 N·m、±160 N·m兩組；滑行工況的加載驅(qū)動(dòng)為-30 N·m，掃頻振幅為±30 N·m、±80 N·m兩組；試驗(yàn)擋位：3擋～6擋。

1.4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析及問(wèn)題確認(rèn)

圖2所示為轟鳴性能整車(chē)試驗(yàn)結(jié)果，根據(jù)駕駛室聲壓結(jié)果，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min、2700 r/min時(shí)，駕駛室存在明顯的轟鳴噪聲。根據(jù)驅(qū)動(dòng)半軸扭矩的振動(dòng)結(jié)果，可以確認(rèn)該后驅(qū)車(chē)輛在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min、2700 r/min時(shí)所存在的轟鳴振動(dòng)問(wèn)題是由傳動(dòng)系統(tǒng)的扭振引起的。

(a)全加速的駕駛室聲壓

圖3所示為在全加速及滑行工況下各個(gè)擋位的傳動(dòng)系統(tǒng)臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果?？芍?，僅在轉(zhuǎn)速2700 r/min附近存在一個(gè)共振點(diǎn)，表明2700 r/min共振點(diǎn)的共振模態(tài)和變速箱、傳動(dòng)軸、驅(qū)動(dòng)半軸的剛度及慣性質(zhì)量有關(guān)。分析不同擋位下的結(jié)果可知，在不同擋位下，共振的幅值雖然存在差異，但是所對(duì)應(yīng)的共振頻率沒(méi)有改變，表明2700 r/min的共振并不是變速箱內(nèi)部模態(tài)導(dǎo)致的。

(a)全加速的驅(qū)動(dòng)半軸扭振

為了研究驅(qū)動(dòng)半軸剛度對(duì)2700 r/min時(shí)共振點(diǎn)的影響，對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)分別更換了不同剛度的驅(qū)動(dòng)半軸進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。對(duì)原狀態(tài)、粗驅(qū)動(dòng)半軸、細(xì)驅(qū)動(dòng)半軸進(jìn)行對(duì)比分析可得，三條曲線基本重合，表明驅(qū)動(dòng)半軸剛度以及慣性質(zhì)量對(duì)2700 r/min時(shí)的共振沒(méi)有影響。對(duì)擋位及驅(qū)動(dòng)半軸剛度影響分析可知，2700 r/min時(shí)的共振是由傳動(dòng)軸的模態(tài)導(dǎo)致的。

(a)3擋全加速

2 轟鳴模型的建立及仿真計(jì)算

2.1 多體動(dòng)力學(xué)模型

為了確保仿真計(jì)算的可靠性，需要搭建包含傳動(dòng)系統(tǒng)的整車(chē)模型，針對(duì)轟鳴性能試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)仿真模型進(jìn)行對(duì)標(biāo)，以便進(jìn)一步利用模型對(duì)轟鳴問(wèn)題進(jìn)行分析。整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型包含前懸架、后懸架、傳動(dòng)系統(tǒng)、轉(zhuǎn)向系統(tǒng)、輪胎、排氣系統(tǒng)。其中，前懸架為麥弗遜懸架，后懸架為多連桿懸架。整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型如圖5所示。

圖5 整車(chē)模型Fig.5 Vehicle model

2.2 發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)

車(chē)輛在運(yùn)行過(guò)程中，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生較大的激振力，主要可以分為兩大類(lèi)：一類(lèi)是活塞連桿往復(fù)運(yùn)動(dòng)引起的慣性力及慣性力矩，另一類(lèi)是由缸內(nèi)燃燒壓力及慣性力引起的扭矩變動(dòng)。

車(chē)輛在全加速運(yùn)行過(guò)程中，發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸會(huì)受到由于缸內(nèi)燃燒產(chǎn)生扭矩的振動(dòng)激勵(lì)，同時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)剛體也會(huì)受到由于活塞連桿往復(fù)運(yùn)動(dòng)的慣性力；車(chē)輛在滑行過(guò)程中，發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸受到慣性力引起的扭矩振動(dòng)激勵(lì)及發(fā)動(dòng)機(jī)剛體受到慣性力的作用。在整車(chē)試驗(yàn)過(guò)程中，同時(shí)測(cè)量了發(fā)動(dòng)機(jī)的2階激勵(lì)的振動(dòng)幅值、慣性力，如圖6所示。

(a)全加速激勵(lì)幅值

圖7所示為模型中的發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)的分布情況，將整車(chē)試驗(yàn)中得到的慣性力施加在發(fā)動(dòng)機(jī)剛體的質(zhì)心位置處，另外根據(jù)仿真過(guò)程中的全加速以及滑行工況的切換情況，將圖6中的2階激勵(lì)幅值所對(duì)應(yīng)的正弦激振力施加在飛輪上，來(lái)有效地模擬車(chē)輛在運(yùn)行過(guò)程中發(fā)動(dòng)機(jī)的激勵(lì)情況，從而得到較為準(zhǔn)確的仿真結(jié)果。

圖7 模型中的發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)Fig.7 Engine excitation in the model

2.3 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)標(biāo)

整車(chē)轟鳴性能仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)標(biāo)結(jié)果如圖8所示。由圖可知，借助ADAMS軟件搭建的該后驅(qū)車(chē)輛的整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型，仿真結(jié)果的驅(qū)動(dòng)半軸扭矩在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min、2700 r/min附近出現(xiàn)明顯的共振，和試驗(yàn)結(jié)果保持一致，驗(yàn)證了整車(chē)模型的可靠性。以此模型為基礎(chǔ)對(duì)轟鳴性能問(wèn)題進(jìn)行振動(dòng)機(jī)理分析，并且相對(duì)應(yīng)地針對(duì)轟鳴問(wèn)題進(jìn)行改善。

(a)3擋全加速

3 以模型為基礎(chǔ)的振動(dòng)機(jī)理分析及性能改善

3.1 轟鳴模態(tài)解析計(jì)算

頻域分析是研究隨機(jī)振動(dòng)問(wèn)題的傳統(tǒng)且較為成熟的分析方法，調(diào)用專(zhuān)門(mén)的ADAMS/Vibration振動(dòng)仿真模塊對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)分析，以得到傳動(dòng)系統(tǒng)的固有頻率。定義飛輪質(zhì)心處的振動(dòng)激勵(lì)為輸入通道，驅(qū)動(dòng)半軸質(zhì)心處的扭矩為輸出通道，仿真頻率范圍為1～200 Hz，步長(zhǎng)為2000。

圖9所示為從飛輪到驅(qū)動(dòng)半軸之間系統(tǒng)的模態(tài)分析結(jié)果，由圖可知，在30～150 Hz范圍內(nèi)存在兩個(gè)較為明顯的共振模態(tài)，分別為50 Hz及95 Hz左右，相對(duì)應(yīng)的是車(chē)輛在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min及2700 r/min時(shí)的轟鳴共振模態(tài)。

圖9 模態(tài)解析計(jì)算結(jié)果Fig.9 Modal analysis calculation results

3.2 主要振動(dòng)模態(tài)分析

針對(duì)圖9中50 Hz及95 Hz左右的模態(tài)，需要進(jìn)行能量分析以確定構(gòu)成此模態(tài)的主要影響質(zhì)量及剛度。50 Hz模態(tài)對(duì)應(yīng)的能量分析結(jié)果如圖10所示，結(jié)果表明：50 Hz模態(tài)的主要影響剛度為離合器回轉(zhuǎn)剛度或驅(qū)動(dòng)半軸回轉(zhuǎn)剛度；主要影響質(zhì)量為發(fā)動(dòng)機(jī)剛體質(zhì)量、后橋剛體質(zhì)量或離合器轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。

(a)質(zhì)量對(duì)1600 r/min轟鳴問(wèn)題的影響

95 Hz模態(tài)對(duì)應(yīng)的能量分析結(jié)果如圖11所示，結(jié)果表明:95 Hz模態(tài)的主要影響剛度為傳動(dòng)軸回轉(zhuǎn)剛度、驅(qū)動(dòng)半軸回轉(zhuǎn)剛度；主要影響質(zhì)量為差分器轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、離合器轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、傳動(dòng)軸轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。此模態(tài)一般稱(chēng)為傳動(dòng)軸模態(tài)，在大部分后驅(qū)車(chē)型的傳動(dòng)系統(tǒng)中都普遍存在。

(a)質(zhì)量對(duì)2700 r/min轟鳴問(wèn)題的影響

3.3 后驅(qū)車(chē)轟鳴性能的基本機(jī)理

對(duì)50 Hz模態(tài)進(jìn)行能量分析，結(jié)果表明其主要影響剛度為離合器回轉(zhuǎn)剛度或者驅(qū)動(dòng)半軸回轉(zhuǎn)剛度。因此，結(jié)合臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果與模態(tài)分析結(jié)果可得出結(jié)論：發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題是由離合器回轉(zhuǎn)剛度造成的。

利用多體動(dòng)力學(xué)模型對(duì)離合器回轉(zhuǎn)剛度變化對(duì)轟鳴振動(dòng)的影響規(guī)律進(jìn)行分析，結(jié)果如圖12所示，離合器剛度減小，1600 r/min的轟鳴振動(dòng)幅值降低，并且共振頻率左移；離合器剛度放大，1600 r/min的轟鳴振動(dòng)幅值變大，共振頻率右移。

圖12 離合器剛度對(duì)轟鳴振動(dòng)的影響規(guī)律Fig.12 The influence of clutch stiffness on booming vibration

對(duì)95 Hz模態(tài)進(jìn)行能量分析，結(jié)果表明其主要影響剛度為傳動(dòng)軸回轉(zhuǎn)剛度或者驅(qū)動(dòng)半軸回轉(zhuǎn)剛度。結(jié)合臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果與95 Hz的模態(tài)分析結(jié)果可以得出結(jié)論：發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2700 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題是由傳動(dòng)軸模態(tài)造成的。

3.4 改善方案的確立

通過(guò)對(duì)后驅(qū)車(chē)轟鳴性能的基本機(jī)理進(jìn)行分析可知，影響車(chē)輛的轟鳴性能的主要影響因素為離合器回轉(zhuǎn)剛度及傳動(dòng)軸模態(tài),因此，要改善車(chē)輛的轟鳴問(wèn)題，可以從離合器與傳動(dòng)軸入手。具體方案如下：

(1)減小離合器回轉(zhuǎn)剛度。圖13所示為原始離合器剛度屬性及優(yōu)化后的離合器剛度屬性。對(duì)于原始離合器，在全加速工況中，離合器彈簧處于驅(qū)動(dòng)側(cè)第三段，剛度為12.5 N·m/(°)；在滑行工況中，離合器彈簧處于滑行側(cè)第二段，剛度為6.5 N·m/(°)。

圖13 離合器剛度屬性Fig.13 Clutch stiffness properties

針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題，對(duì)離合器彈簧進(jìn)行優(yōu)化。該后驅(qū)車(chē)輛在全加速工況的發(fā)動(dòng)機(jī)最大輸出扭矩為140 N·m，滑行工況的發(fā)動(dòng)機(jī)最大輸出扭矩為30 N·m，因此,在保證輸出扭矩的基礎(chǔ)上，將驅(qū)動(dòng)側(cè)的彈簧剛度縮小為8.3 N·m/(°)(第一段)，滑行側(cè)的彈簧剛度縮小為4.3 N·m/(°)(第一段)。

(2)針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2700 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題，可考慮在傳動(dòng)軸上增加95 Hz的振動(dòng)吸收器，具體安裝位置根據(jù)實(shí)際效果及加工需要進(jìn)行調(diào)整。

3.5 整車(chē)改善測(cè)試結(jié)果

圖14所示為對(duì)離合器回轉(zhuǎn)剛度優(yōu)化后的測(cè)試結(jié)果，主要觀測(cè)點(diǎn)為駕駛室聲壓。由測(cè)試結(jié)果可知，對(duì)離合器進(jìn)行優(yōu)化后，1600 r/min對(duì)應(yīng)的轟鳴問(wèn)題得到了有效的改善，共振幅值明顯減小。

圖15所示為在傳動(dòng)軸上安裝振動(dòng)吸收器后的測(cè)試結(jié)果，由圖可知，2700 r/min左右的共振基本消除，因此可以確定，在傳動(dòng)軸上安裝振動(dòng)吸收器能夠解決該后驅(qū)車(chē)輛在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2700 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題。

(a)3擋全加速

(a)3擋滑行

4 結(jié)論

對(duì)某款后驅(qū)車(chē)輛的傳動(dòng)系統(tǒng)轟鳴性能進(jìn)行研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min、2700 r/min時(shí)存在明顯的共振現(xiàn)象，并且發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2700 r/min的轟鳴問(wèn)題與傳動(dòng)軸模態(tài)有關(guān)。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1600 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題是由離合器剛度造成的，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2700 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題是由傳動(dòng)軸模態(tài)造成的。

為解決相應(yīng)的轟鳴問(wèn)題，針對(duì)離合器以及傳動(dòng)軸提出了各自的優(yōu)化方案。一方面是降低離合器彈簧剛度，以解決1600 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題；另一方面是在傳動(dòng)軸上增加振動(dòng)吸收器，以解決2700 r/min時(shí)的轟鳴問(wèn)題。以上兩種方案均在實(shí)車(chē)上進(jìn)行了驗(yàn)證，結(jié)果表明本優(yōu)化方案可以有效地解決該后驅(qū)車(chē)輛的轟鳴性能問(wèn)題，縮短了產(chǎn)品的研發(fā)周期，降低了研發(fā)成本。