某雙質(zhì)量飛輪怠速抖動(dòng)問(wèn)題的分析與改善

張貴輝，石 磊，李 健，陳 闖，馬俊明，董麗云，吳瑞雪

(吉林大華機(jī)械制造有限公司，吉林 長(zhǎng)春 130000)

自20世紀(jì)80年代LUK公司首次在寶馬車上批量裝配雙質(zhì)量飛輪以來(lái)，雙質(zhì)量飛輪已在整車上應(yīng)用了近40年[1-4]。相對(duì)于離合器從動(dòng)盤扭轉(zhuǎn)減振器，雙質(zhì)量飛輪通過(guò)降低扭轉(zhuǎn)剛度、增大初次級(jí)質(zhì)量的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，極大地衰減了發(fā)動(dòng)機(jī)輸出扭矩的波動(dòng)，為整車NVH特性的提升做出了巨大貢獻(xiàn)[5-8]。

由于雙質(zhì)量飛輪較傳統(tǒng)飛輪增加了彈簧減振系統(tǒng)和次級(jí)質(zhì)量，零件更多，系統(tǒng)更復(fù)雜，雙質(zhì)量飛輪在運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中初級(jí)質(zhì)量與發(fā)動(dòng)機(jī)相連，次級(jí)質(zhì)量與變速箱相連，兩者通過(guò)彈簧減振系統(tǒng)進(jìn)行相對(duì)扭轉(zhuǎn)達(dá)到傳遞扭矩的目的，所以雙質(zhì)量飛輪要保證初次級(jí)質(zhì)量及彈簧系統(tǒng)均要達(dá)到動(dòng)平衡狀態(tài)[9]，保證發(fā)動(dòng)機(jī)低速運(yùn)轉(zhuǎn)工況下維持穩(wěn)定而不產(chǎn)生抖動(dòng)，因此，雙質(zhì)量飛輪的平衡工藝的設(shè)計(jì)在整車NVH性能的匹配過(guò)程中至關(guān)重要。

本文針對(duì)某四缸發(fā)動(dòng)機(jī)搭載DCT變速箱的整車進(jìn)行了實(shí)車的NVH測(cè)試，并對(duì)存在抖動(dòng)問(wèn)題的怠速工況進(jìn)行了分析優(yōu)化，明確了此問(wèn)題的改善方向，能夠?yàn)榻鉀Q該類問(wèn)題提供一定的參考。

1 雙質(zhì)量飛輪的結(jié)構(gòu)和工作原理

長(zhǎng)弧形彈簧式雙質(zhì)量飛輪是當(dāng)今整車上應(yīng)用最廣泛、性能最優(yōu)的一種雙質(zhì)量飛輪結(jié)構(gòu)[10-11]，主要由初級(jí)質(zhì)量、彈簧減振系統(tǒng)和次級(jí)質(zhì)量組成，具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 雙質(zhì)量飛輪結(jié)構(gòu)圖

該結(jié)構(gòu)的雙質(zhì)量飛輪的特點(diǎn)主要為在初、次級(jí)質(zhì)量中間的環(huán)形油腔內(nèi)置有長(zhǎng)弧形彈簧減振系統(tǒng)，長(zhǎng)弧形彈簧可以在油腔內(nèi)進(jìn)行扭轉(zhuǎn)滑動(dòng)，通過(guò)傳力板傳遞扭矩。同時(shí)，環(huán)形油腔內(nèi)充滿阻尼脂，用來(lái)減少?gòu)椈膳c其他零件的摩擦，最大限度地進(jìn)行減振隔振[12]。

2 怠速工況抖動(dòng)原因分析

2.1 怠速抖動(dòng)數(shù)據(jù)的采集

該乘用車匹配四缸發(fā)動(dòng)機(jī)搭載濕式6DCT變速箱，在整車批量下線NVH評(píng)價(jià)過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)個(gè)別車輛存在怠速抖動(dòng)情況，開(kāi)啟空調(diào)和行駛工況均不存在抖動(dòng)情況，為了進(jìn)一步分析產(chǎn)生抖動(dòng)的原因，對(duì)該車進(jìn)行了振動(dòng)幅值測(cè)試，分別采集到了怠速抖動(dòng)工況下和非抖動(dòng)工況下的座椅導(dǎo)軌的振動(dòng)幅值數(shù)據(jù)(見(jiàn)圖2和圖3)。

圖2 怠速非抖動(dòng)工況座椅導(dǎo)軌振動(dòng)幅值

圖3 怠速抖動(dòng)工況座椅導(dǎo)軌振動(dòng)幅值

結(jié)合主觀評(píng)價(jià)，通過(guò)對(duì)怠速抖動(dòng)工況的測(cè)試可以看出，在整車怠速非抖動(dòng)工況下的座椅導(dǎo)軌Z軸振動(dòng)幅值為0.2 mm/s，而整車怠速抖動(dòng)工況下的座椅導(dǎo)軌Z軸振動(dòng)幅值達(dá)到了0.37 mm/s，已超出了0.3 mm/s的限值要求。

2.2 怠速抖動(dòng)原因分析

通過(guò)對(duì)怠速抖動(dòng)數(shù)據(jù)的采集可以看出，最大振動(dòng)幅值處全部為一階振動(dòng)，怠速一階振動(dòng)主要是由發(fā)變合裝、離合器不平衡量、雙質(zhì)量飛輪不平衡量、懸置故障導(dǎo)致，現(xiàn)通過(guò)逐一排查的方式確定是何種原因?qū)е碌拇说∷俣秳?dòng)，現(xiàn)分別進(jìn)行了發(fā)變合裝、更換不平衡量合格的離合器、更換合格的雙質(zhì)量飛輪、更換合格的懸置，并進(jìn)行了座椅導(dǎo)軌振動(dòng)的數(shù)據(jù)測(cè)試，相關(guān)情況見(jiàn)表1。

表1 各影響因素的排查

通過(guò)對(duì)所有因素的逐一排查，發(fā)現(xiàn)在更換合格的離合器和懸置及重新進(jìn)行發(fā)變合裝后，抖動(dòng)依然存在，只有更換了不平衡量合格的雙質(zhì)量飛輪后，抖動(dòng)消失且振動(dòng)幅值小于0.3 mm/s，才符合限值要求。同時(shí)為了進(jìn)一步確認(rèn)，將故障件在其他無(wú)怠速抖動(dòng)的整車上進(jìn)行了復(fù)裝，抖動(dòng)故障再現(xiàn)。最后通過(guò)對(duì)故障件的不平衡量進(jìn)行復(fù)測(cè)，不平衡量達(dá)到了1 928 g·mm，最終鎖定是由于雙質(zhì)量飛輪的不平衡量超差導(dǎo)致的怠速抖動(dòng)，這是產(chǎn)生怠速抖動(dòng)的根本原因。

3 不平衡量對(duì)整車怠速抖動(dòng)的影響

為了進(jìn)一步深入研究雙質(zhì)量飛輪不平衡量對(duì)整車怠速抖動(dòng)的影響，現(xiàn)試制了不同的不平衡量的雙質(zhì)量飛輪進(jìn)行整車怠速抖動(dòng)振幅測(cè)試，雙質(zhì)量飛輪不平衡量實(shí)測(cè)值見(jiàn)表2。

表2 不同雙質(zhì)量飛輪不平衡量值

將表2中不同不平衡量的試驗(yàn)樣件分別裝車進(jìn)行座椅導(dǎo)軌的振動(dòng)幅值測(cè)試，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 不同不平衡量的振動(dòng)幅值

通過(guò)對(duì)不同的不平衡量的雙質(zhì)量飛輪進(jìn)行實(shí)車測(cè)試，從測(cè)試結(jié)果上可以看出，隨著不平衡量的增大，整車座椅導(dǎo)軌的振幅也隨之增大，但通過(guò)主觀評(píng)價(jià)不平衡量在994 g·mm以內(nèi)的樣件裝車后的怠速抖動(dòng)均可滿足整車NVH要求，無(wú)異常抖動(dòng)，而不平衡量為1 563 g·mm的試驗(yàn)樣件無(wú)論從客觀數(shù)據(jù)上還是主觀評(píng)價(jià)上均不符合要求。下面驗(yàn)證不同的雙質(zhì)量飛輪的安裝角度對(duì)怠速抖動(dòng)的影響，所謂的雙質(zhì)量飛輪不同的安裝角度就是相對(duì)于曲軸的安裝角度，由于發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)的整體平衡量也會(huì)影響整車怠速抖動(dòng)，所以通過(guò)這種方式可以實(shí)現(xiàn)雙質(zhì)量飛輪的不平衡量與發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸和離合器等其他旋轉(zhuǎn)部件不平衡量的抵消或疊加，進(jìn)一步驗(yàn)證雙質(zhì)量飛輪不平衡量對(duì)系統(tǒng)的影響，現(xiàn)對(duì)動(dòng)平衡量為1 563 g·mm的樣件進(jìn)行了不同角度安裝的座椅導(dǎo)軌振動(dòng)測(cè)試，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 不同安裝角度的振動(dòng)幅值

通過(guò)對(duì)不平衡量為1 563 g·mm的雙質(zhì)量飛輪進(jìn)行整車怠速座椅導(dǎo)軌的振動(dòng)測(cè)試，可以看出雙質(zhì)量飛輪處在90°和180°時(shí)振動(dòng)幅值符合要求，而在0°和270°時(shí)振動(dòng)幅值超出了限值，進(jìn)一步說(shuō)明了不同的雙質(zhì)量飛輪安裝角度影響整車怠速抖動(dòng)時(shí)，是由于與系統(tǒng)的其他旋轉(zhuǎn)零件的不平衡量產(chǎn)生了抵消或疊加。

4 不平衡量超差的原因分析與改進(jìn)

本文研究的怠速抖動(dòng)雙質(zhì)量飛輪產(chǎn)品是經(jīng)過(guò)自動(dòng)生產(chǎn)線經(jīng)過(guò)100%平衡后下線的，經(jīng)過(guò)追溯查詢產(chǎn)品下線時(shí)的不平衡量為220.3 g·mm，是符合產(chǎn)品要求的(要求300 g·mm以內(nèi))。而從故障車輛上拆卸后對(duì)故障件進(jìn)行復(fù)測(cè)，發(fā)現(xiàn)不平衡量為1 823 g·mm，已遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出限值要求，且與生產(chǎn)線追溯數(shù)值相差較大。由于生產(chǎn)線在動(dòng)平衡后還有扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)工序，為了進(jìn)一步分析后續(xù)工序?qū)Σ黄胶饬康挠绊?，現(xiàn)對(duì)下線裝箱前的雙質(zhì)量飛輪產(chǎn)品進(jìn)行產(chǎn)品復(fù)測(cè)，發(fā)現(xiàn)動(dòng)平衡量均發(fā)生了不同程度的變化，結(jié)果見(jiàn)表5。

表5 扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)前后不平衡量對(duì)比

4.1 動(dòng)平衡超差的原因分析

通過(guò)對(duì)扭轉(zhuǎn)特性前后的不平衡量復(fù)測(cè)對(duì)比可以看出，扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)對(duì)不平衡量有較大影響。扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)主要是通過(guò)扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)機(jī)對(duì)雙質(zhì)量飛輪正負(fù)2個(gè)極限角度進(jìn)行扭轉(zhuǎn)，通過(guò)這個(gè)過(guò)程檢測(cè)出雙質(zhì)量飛輪的扭轉(zhuǎn)剛度、基礎(chǔ)阻尼力矩、極限轉(zhuǎn)角等關(guān)鍵性能參數(shù)?；谫|(zhì)量飛輪的結(jié)構(gòu)弧形彈簧是隨機(jī)自由放置在環(huán)形油腔內(nèi)的，圖4所示是弧形彈簧的2個(gè)極限狀態(tài)，圖4a是弧形靠一側(cè)的狀態(tài)，也就是非對(duì)稱狀態(tài)，在這種狀態(tài)下進(jìn)行的平衡是假平衡狀態(tài)，因?yàn)樵诮?jīng)過(guò)扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)后，弧形彈簧的分布后變成圖4b所示的狀態(tài)，弧形彈簧由非對(duì)稱狀態(tài)變成了對(duì)稱狀態(tài)，最終導(dǎo)致了原平衡合格的產(chǎn)品，變成了不合格的產(chǎn)品，這種狀態(tài)裝到整車上必然會(huì)導(dǎo)致整車抖動(dòng)。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證弧形彈簧處于不同位置對(duì)雙質(zhì)量飛輪平衡的影響，現(xiàn)對(duì)兩側(cè)弧形彈簧靠一側(cè)的狀態(tài)建立了簡(jiǎn)化模型，并進(jìn)行了理論計(jì)算，簡(jiǎn)化模型如圖5所示，針對(duì)本簡(jiǎn)化模型的不平衡量計(jì)算式如下：

B=2cos(α/2)md

(1)

式中，B表示雙質(zhì)量飛輪由于彈簧靠一側(cè)所產(chǎn)生的不平衡量；α表示弧形彈簧靠一側(cè)時(shí)形成的夾角；m表示弧形彈簧造成的偏重；d表示偏重半徑。

圖5 弧形彈簧靠一側(cè)的簡(jiǎn)化計(jì)算模型

將雙質(zhì)量飛輪的實(shí)際參數(shù)帶入式1中進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)式2，由雙質(zhì)量飛輪弧形彈簧靠緊一側(cè)導(dǎo)致的不平衡量為1 801.54 g·mm。

B=2cos(8°/2)×8×114=1 801.54 (g·mm)

(2)

為了進(jìn)一步驗(yàn)證理論計(jì)算的正確性，現(xiàn)對(duì)加工好的雙質(zhì)量飛輪總成的兩弧形彈簧處增加2個(gè)撥動(dòng)孔(紅色圓圈內(nèi))，用來(lái)將彈簧撥動(dòng)到對(duì)稱位置或靠一側(cè)位置(見(jiàn)圖6)。

a) 未增加撥動(dòng)孔

b) 增加撥動(dòng)孔

對(duì)比測(cè)量弧形彈簧處于對(duì)稱狀態(tài)和弧形彈簧靠一側(cè)時(shí)的雙質(zhì)量飛輪的不平衡量，結(jié)果見(jiàn)表6，可以看出，不平衡量由78 g·mm變化到了1 764 g·mm，與計(jì)算所得的1 801.54 g·mm接近，差異主要是潤(rùn)滑脂的位置引起的變化，可以忽略，產(chǎn)生問(wèn)題的原因得到了進(jìn)一步驗(yàn)證。

表6 弧形彈簧對(duì)稱位置和靠一側(cè)位置的動(dòng)平衡量對(duì)比

4.2 不平衡量超差工藝改進(jìn)

通過(guò)4.1的不平衡量超差的原因分析，找到了扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)前后不平衡量超差的原因，現(xiàn)通過(guò)工藝優(yōu)化在動(dòng)平衡工序前增加彈簧找正工序，找正工序的目的是將隨機(jī)裝配的彈簧調(diào)整到對(duì)稱狀態(tài)，避免由于動(dòng)平衡加工后的扭振特性檢測(cè)后彈簧的對(duì)稱狀態(tài)發(fā)生變化，導(dǎo)致平衡失準(zhǔn)，優(yōu)化前后工藝對(duì)比如圖7和圖8所示。

圖7 優(yōu)化前的工藝流程

圖8 優(yōu)化后的工藝流程

對(duì)更改后的工藝流程進(jìn)行有效性驗(yàn)證，詳見(jiàn)表7，通過(guò)工藝優(yōu)化，可以看出動(dòng)平衡后的樣件經(jīng)過(guò)扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)后，不平衡量的值變差較小，微小變差的原因是由于潤(rùn)滑脂和次級(jí)飛輪的位置的變化導(dǎo)致，符合產(chǎn)品特性要求，整改有效。

表7 優(yōu)化后扭轉(zhuǎn)特性檢測(cè)前后動(dòng)平衡量對(duì)比

5 結(jié)語(yǔ)

本文針對(duì)某搭載四缸發(fā)動(dòng)機(jī)匹配濕式DCT變速箱的整車進(jìn)行了怠速工況下的NVH測(cè)試，獲得了怠速抖動(dòng)時(shí)的座椅導(dǎo)軌振動(dòng)數(shù)據(jù)，分析了雙質(zhì)量飛輪的整車動(dòng)平衡的影響，并通過(guò)工藝分析找出了造成雙質(zhì)量飛輪不平衡的原因，確定了最終的改進(jìn)方案，并通過(guò)實(shí)車進(jìn)行了驗(yàn)證。具體結(jié)論如下。

1)通過(guò)對(duì)整車怠速抖動(dòng)工況下的座椅導(dǎo)軌的振動(dòng)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)抖動(dòng)主要是由一階振動(dòng)導(dǎo)致。

2)通過(guò)對(duì)怠速一階振動(dòng)的分析，確定影響怠速一階振動(dòng)可能的原因有發(fā)變合裝、懸置剛度、離合器不平衡量和雙質(zhì)量飛輪的不平衡量，最終通過(guò)ABA復(fù)現(xiàn)，確定是由于雙質(zhì)量飛輪不平衡量過(guò)大導(dǎo)致。

3)通過(guò)對(duì)不同不平衡量和安裝角度的不同進(jìn)行的整車怠速抖動(dòng)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)整車抖動(dòng)與雙質(zhì)量飛輪安裝角度有關(guān)。

4)通過(guò)整車試驗(yàn)驗(yàn)證，可以看出不平衡量越大整車抖動(dòng)越大。

5)通過(guò)對(duì)雙質(zhì)量飛輪裝配工藝的優(yōu)化，在動(dòng)平衡工序前增加找正工序，保證了彈簧的對(duì)稱性，對(duì)改進(jìn)后的雙質(zhì)量飛輪進(jìn)行了有效性驗(yàn)證，驗(yàn)證了改進(jìn)方案的有效性。

通過(guò)本文的研究，明確了該怠速抖動(dòng)問(wèn)題的改善方向，能夠?yàn)榻鉀Q該類問(wèn)題提供一定的參考。