雙離合變速器動(dòng)力系統(tǒng)加速工況扭振和敲擊的被動(dòng)控制措施研究*

周 益，陳清爽，石曉輝，郭 棟，梅自元，談冠華

（1.重慶大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，重慶 400044；2.江鈴汽車(chē)股份有限公司，江西省汽車(chē)振動(dòng)噪聲重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌 330006；3.重慶理工大學(xué)，汽車(chē)零部件先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400054；4.麥格納動(dòng)力總成（江西）有限公司產(chǎn)品工程部，南昌 330013；5.湖北三環(huán)離合器有限公司產(chǎn)品工程部，黃石 435000）

前言

當(dāng)今汽車(chē)廣泛采用增壓、輕量化、少缸和閉缸等發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)提高燃油經(jīng)濟(jì)性和降低排放，這些技術(shù)加劇了發(fā)動(dòng)機(jī)輸出的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)［1］；另一方面，越來(lái)越多車(chē)輛搭載雙離合變速器（dual-clutch transmission，DCT）等高效率驅(qū)動(dòng)技術(shù)。文獻(xiàn)［2］中指出DCT 變速器比手動(dòng)和無(wú)級(jí)變速等其他類(lèi)型變速器具有更高的敲擊靈敏度。變速器內(nèi)部具有側(cè)隙的空套零件受動(dòng)力系統(tǒng)扭振激勵(lì)產(chǎn)生的敲擊聲，具有響應(yīng)頻率寬、聲壓級(jí)突變和穿透力強(qiáng)等特點(diǎn)，容易使駕乘人員產(chǎn)生煩惱感［3］。因此，研究搭載DCT 的動(dòng)力系統(tǒng)扭振和敲擊控制技術(shù)對(duì)提高車(chē)輛舒適性和聲品質(zhì)具有重要意義。

盡管扭振半主動(dòng)和主動(dòng)控制技術(shù)逐漸受到關(guān)注，但在空間緊湊的乘用車(chē)應(yīng)用較困難，而且這些技術(shù)的使用將增加車(chē)輛成本。因此當(dāng)今汽車(chē)依然廣泛采用被動(dòng)扭振衰減手段，其中，離合器式（conventional torsional damper，CTD）和雙質(zhì)量飛輪式（dual-mass flywheel，DMFW）扭轉(zhuǎn)減振器是兩種常用的衰減發(fā)動(dòng)機(jī)扭振措施，解決車(chē)輛怠速和行駛工況的敲擊問(wèn)題；例如，吳虎威等［4］和劉雪萊等［5］分別研究了CTD 對(duì)怠速和加速工況齒輪敲擊的改善效果。由LUK 公司于20 世紀(jì)80 年代研制出的DMFW［6］，將單質(zhì)量飛輪分成兩個(gè)獨(dú)立的、由低剛度弧形彈簧連接的慣性單元；DMFW 把動(dòng)力系統(tǒng)扭振模態(tài)控制在低于發(fā)動(dòng)機(jī)怠速頻率的范圍，實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)與傳動(dòng)系統(tǒng)的模態(tài)解耦，避免了正常行駛工況的扭振共振問(wèn)題［7］。

2008 年，離心擺吸振器（centrifugal pendulum vibration absorber，CPVA）從航空發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域成功引入汽車(chē)工業(yè)，與扭轉(zhuǎn)減振器組成具有出色扭振抑制效果的離心擺式雙質(zhì)量飛輪，通過(guò)改變CPVA 的結(jié)構(gòu)參數(shù)吸收特定的發(fā)動(dòng)機(jī)階次［2］。陳龍等［8］和吳虎威等［9］通過(guò)數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證了CPVA 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)扭振的抑制效果。另外，在AT和CVT中普遍采用的閉鎖離合器微滑摩反饋控制技術(shù)既可提高燃油經(jīng)濟(jì)性；同時(shí)還可以衰減變速器輸入端扭振幅值，降低敲擊和轟鳴等問(wèn)題［10-11］。文獻(xiàn)［12］中研究了雙離合器微滑摩反饋控制的實(shí)現(xiàn)技術(shù)及其對(duì)駕駛性能的提高，但文中并未指出微滑摩對(duì)扭振和敲擊聲的改善作用。

以上研究均未給出變速器輸入端扭振與敲擊的定量評(píng)價(jià)方法，只能通過(guò)整車(chē)試驗(yàn)手段驗(yàn)證扭振衰減方案對(duì)敲擊的抑制效果，既耗費(fèi)大量的樣機(jī)制造和試驗(yàn)費(fèi)用，還增加了整車(chē)的研發(fā)周期。文獻(xiàn)［13］和文獻(xiàn)［14］中研究了DCT 的扭振和敲擊，但沒(méi)有揭示預(yù)選擋位對(duì)DCT 敲擊的影響。文獻(xiàn)［15］中的研究表明預(yù)選擋顯著影響DCT 的敲擊噪聲品質(zhì)，因此需要控制有預(yù)選擋的動(dòng)力系統(tǒng)扭振和敲擊。本文中首先分別從整車(chē)道路試驗(yàn)和變速器敲擊靈敏度臺(tái)架試驗(yàn)角度闡述預(yù)選擋對(duì)DCT 敲擊的影響，基于敲擊臺(tái)架靈敏度和整車(chē)噪聲振動(dòng)主客觀結(jié)果的相關(guān)性，提出一種以輸入軸角加速度幅值為評(píng)價(jià)指標(biāo)的無(wú)敲擊扭振閾值，評(píng)估扭振衰減的有效性。其次，在同一整車(chē)上分別評(píng)價(jià)不同扭轉(zhuǎn)減振器，以及離合器微滑摩和離心擺吸振器等措施對(duì)扭振和敲擊的進(jìn)一步衰減作用。最后根據(jù)扭振衰減和舒適性指標(biāo)總結(jié)了各種措施對(duì)扭振和敲擊的控制效果。

1 DCT敲擊表現(xiàn)

1.1 研究對(duì)象

本文研究搭載1.5 L 四沖程四缸增壓汽油發(fā)動(dòng)機(jī)和七速濕式雙離合變速器（7DCT）的某乘用車(chē)動(dòng)力系統(tǒng)，其結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1（a）。圖1（b）為該動(dòng)力系統(tǒng)的傳動(dòng)原理圖，7DCT 的離合器1 和2 分別控制奇數(shù)擋和偶數(shù)擋，當(dāng)前擋位和離合器（主動(dòng)離合器）傳遞轉(zhuǎn)矩至輸出端，另外的變速器可以提前預(yù)選好擋位。當(dāng)車(chē)輛達(dá)到規(guī)定的車(chē)速時(shí)，變速器控制單元控制主動(dòng)離合器逐漸打開(kāi)，被動(dòng)離合器逐漸閉合，實(shí)現(xiàn)“離合器-離合器”式的無(wú)動(dòng)力中斷換擋。無(wú)動(dòng)力中斷換擋是DCT 變速器的最大特點(diǎn)，也是換擋響應(yīng)快和傳遞效率高的保證；而預(yù)選擋是無(wú)動(dòng)力中斷換擋的前提條件［16］，影響車(chē)輛的動(dòng)力性，噪聲振動(dòng)和換擋過(guò)程的駕駛性。

圖1 1.5 L發(fā)動(dòng)機(jī)和7DCT變速器動(dòng)力系統(tǒng)

1.2 7DCT的整車(chē)敲擊表現(xiàn)

對(duì)匹配CTD 減振器（圖2）的試驗(yàn)車(chē)輛實(shí)車(chē)路試，該減振器具有兩級(jí)減振剛度，最大轉(zhuǎn)動(dòng)角度為38°，其余參數(shù)見(jiàn)表1。路試結(jié)果發(fā)現(xiàn)高擋位（4 擋至7 擋）有預(yù)選擋時(shí)，加速過(guò)程在1 000-1 600 r/min 段出現(xiàn)明顯敲擊聲；無(wú)預(yù)選擋時(shí)則無(wú)敲擊聲。在試驗(yàn)車(chē)輛的發(fā)動(dòng)機(jī)和變速器輸入軸1 和2 位置安裝磁電轉(zhuǎn)速傳感器采集動(dòng)力系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，在變速器殼體上安裝壓電式三向振動(dòng)加速度計(jì)（PCB 339A30/NC，名義靈敏度：10 mV/g）采集振動(dòng)響應(yīng)，如圖3 所示。四沖程四缸發(fā)動(dòng)機(jī)的扭振主要階次為2 階，因此本文以發(fā)動(dòng)機(jī)2 階峰值角加速度作為扭振評(píng)價(jià)參數(shù)。本文僅給出4擋全油門(mén)（WOT）工況在不同預(yù)選擋時(shí)的結(jié)果，其他各擋位具有類(lèi)似現(xiàn)象。

表1 CTD和DMFW 參數(shù)表

圖2 CTD結(jié)構(gòu)和扭轉(zhuǎn)減振特性

圖3 試驗(yàn)車(chē)輛與傳感器布置

圖4（a）為發(fā)動(dòng)機(jī)和輸入軸2 的扭振結(jié)果，該結(jié)果表明：發(fā)動(dòng)機(jī)扭振經(jīng)過(guò)CTD 后得到有效的衰減，加速階段無(wú)扭振共振現(xiàn)象，角加速度幅值隨轉(zhuǎn)速升高而逐漸減??；其次，不同預(yù)選擋的角加速度幅值無(wú)顯著差異。現(xiàn)有理論認(rèn)為輸入軸扭振是敲擊的主要激勵(lì)源［17-18］，同一變速器在無(wú)顯著差異的角加速度激勵(lì)下應(yīng)該表現(xiàn)出相似的振動(dòng)響應(yīng)。但圖4（b）～圖4（d）顯示不同預(yù)選擋的殼體振動(dòng)響應(yīng)具有顯著差異，當(dāng)預(yù)選3 擋或5 擋時(shí)，在1 000-1 600 r/min 轉(zhuǎn)速區(qū)間出現(xiàn)典型敲擊寬頻信號(hào)；高于1 600 r/min 轉(zhuǎn)速時(shí)，寬頻敲擊信號(hào)消失。無(wú)預(yù)選擋時(shí)無(wú)寬頻敲擊信號(hào)和突變現(xiàn)象，振動(dòng)幅值較低。因此，預(yù)選擋顯著影響DCT動(dòng)力系統(tǒng)的敲擊。

圖4 4擋WOT工況扭振和殼體振動(dòng)加速度

2 基于臺(tái)架敲擊靈敏度和整車(chē)評(píng)價(jià)的無(wú)敲擊扭振閾值

2.1 DCT敲擊靈敏度

在可模擬發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)力矩和轉(zhuǎn)速波動(dòng)的敲擊試驗(yàn)臺(tái)架上采集殼體振動(dòng)響應(yīng)隨輸入角加速度幅值變化的敲擊靈敏度［19］，如圖5（a）所示。電機(jī)輸出的動(dòng)態(tài)轉(zhuǎn)矩使轉(zhuǎn)速波動(dòng)逐漸增加，通過(guò)繪制不同工況（輸入名義轉(zhuǎn)速與頻率、名義轉(zhuǎn)矩、溫度和預(yù)選擋）殼體振動(dòng)響應(yīng)隨角加速度幅值的變化，得到該變速器的敲擊靈敏度曲線。

圖5（b）為不同輸入名義轉(zhuǎn)速和預(yù)選擋的4擋敲擊靈敏度，其他工況參數(shù)為：油溫80 °C，發(fā)動(dòng)機(jī)2 階激勵(lì)，輸入名義轉(zhuǎn)矩40 N·m，在60 s 時(shí)間內(nèi)角加速度幅值從0 線性增加至1 000 rad/s2。敲擊靈敏度ΔL（單位：m/s2）由式（1）計(jì)算［20］：

圖5 7DCT變速器敲擊靈敏度臺(tái)架試驗(yàn)

式中：Lθ¨和L0分別表示激勵(lì)幅值為θ¨和0時(shí)的殼體振動(dòng)響應(yīng)水平，敲擊響應(yīng)具有寬頻特性［3］，選擇400-5 000 Hz頻率范圍［4］的振動(dòng)加速度作為敲擊響應(yīng)；L0主要由齒輪嚙合、軸承運(yùn)轉(zhuǎn)和臺(tái)架運(yùn)行產(chǎn)生［21］。顯然，當(dāng)無(wú)角加速度激勵(lì)時(shí)，ΔL=0。

當(dāng)有預(yù)選擋時(shí)，在1 000 和1 500 r/min 出現(xiàn)顯著的敲擊突變現(xiàn)象；在突變發(fā)生前，不同預(yù)選擋的敲擊振動(dòng)響應(yīng)均較低。在1 000 r/min 時(shí)，預(yù)選3 擋（低擋）和預(yù)選5 擋（高擋）分別在249 和337 rad/s2幅值發(fā)生突變，變速器振動(dòng)響應(yīng)急劇增加，增加的幅值分別為10.94 和7.42 m/s2；無(wú)預(yù)選擋的敲擊靈敏度無(wú)突變，高激勵(lì)幅值的振動(dòng)響應(yīng)顯著低于預(yù)選擋工況。1 500 r/min 存在相似的突變現(xiàn)象，預(yù)選3 擋和5 擋時(shí)發(fā)生敲擊突變的激勵(lì)幅值分別為592 和743 rad/s2，突變處的振動(dòng)幅值分別增加37.36 和21.81 m/s2。敲擊靈敏度結(jié)果亦表明預(yù)選擋顯著改變DCT 變速器的敲擊特性，產(chǎn)生敲擊突變現(xiàn)象，預(yù)選低擋比預(yù)選高擋更容易產(chǎn)生突變，同時(shí)突變導(dǎo)致的振動(dòng)幅值更高。

2.2 無(wú)敲擊扭振閾值

目前，大多數(shù)研究缺乏敲擊和扭振兩者之間的量化指標(biāo)，需要在整車(chē)上驗(yàn)證各種扭振衰減措施，增加了整車(chē)開(kāi)發(fā)周期和成本。為解決該問(wèn)題，本文中提出整車(chē)級(jí)無(wú)敲擊扭振閾值（no-rattle torsional threshold，NRTT），量化變速器的敲擊響應(yīng)和扭振激勵(lì)幅值的關(guān)系。NRTT 基于變速器臺(tái)架敲擊靈敏度數(shù)據(jù)庫(kù)、動(dòng)力系統(tǒng)扭振和敲擊的整車(chē)主客觀結(jié)果，計(jì)算流程見(jiàn)圖6，主要分為如下3步。

圖6 無(wú)敲擊扭振閾值（NRTT）計(jì)算流程

（1）數(shù)據(jù)獲取。測(cè)量變速器隨輸入轉(zhuǎn)速nin和角加速度幅值變化的敲擊靈敏度數(shù)據(jù)庫(kù)收集動(dòng)力系統(tǒng)的扭振響應(yīng)幅值，該響應(yīng)幅值可通過(guò)整車(chē)實(shí)測(cè)或模型仿真計(jì)算得到。根據(jù)各擋位扭振幅值和敲擊靈敏度數(shù)據(jù)庫(kù)得到整車(chē)扭振幅值與敲擊響應(yīng)的關(guān)系。同時(shí)記錄整車(chē)上不同擋位i和不同轉(zhuǎn)速nin的敲擊主觀結(jié)果R(i，nin)。

機(jī)關(guān)事業(yè)單位身為我國(guó)社會(huì)組織的一部分，其在市場(chǎng)中的地位和作用是非常明顯的，同時(shí)也是政府部門(mén)實(shí)施權(quán)益的重要基礎(chǔ)。所以，單位合理的內(nèi)部建設(shè)不僅會(huì)影響到到單位自身的發(fā)展，而且也直接呈現(xiàn)出單位自身的工作質(zhì)量和經(jīng)濟(jì)水平。雖然當(dāng)前我國(guó)各大單位的建設(shè)工作都有了一定的成效，但在實(shí)際工作中還是存在非常多的漏洞，特別是對(duì)于管理會(huì)計(jì)的運(yùn)用。

（2）相關(guān)性分析。利用MATLAB 擬合工具（curve fitting）尋找R(i，nin)和關(guān)系，48 個(gè)樣本量的回歸擬合結(jié)果顯示：一元線性回歸模型的相關(guān)性系數(shù)比其他回歸模型要高，殘差比其他模型低。因此采用一元線性回歸，見(jiàn)圖7，整車(chē)主觀評(píng)價(jià)與敲擊振動(dòng)響應(yīng)和輸入軸扭振具有顯著的線性負(fù)相關(guān)，回歸模型為：R(i，nin)=-0.2036ΔL(nin，)+9.1987，相關(guān)系數(shù)為0.931 5。

圖7 敲擊振動(dòng)響應(yīng)與整車(chē)主觀評(píng)價(jià)的相關(guān)性

（3）NRTT的確定。根據(jù)整車(chē)主觀目標(biāo)確定變速器振動(dòng)響應(yīng)目標(biāo)，例如，根據(jù)步驟（2）的回歸擬合結(jié)果，7 分敲擊目標(biāo)對(duì)應(yīng)振動(dòng)響應(yīng)為10.80 m/s2。最后在敲擊靈敏度數(shù)據(jù)庫(kù)中獲取各擋位和轉(zhuǎn)速的角加速度幅值作為該變速器的NRTT目標(biāo)。

圖8（a）為4擋在不同預(yù)選擋下的NRTT（主觀目標(biāo)為7 分）與整車(chē)實(shí)測(cè)角加速度幅值的比較。雖然不同預(yù)選擋的實(shí)測(cè)角加速度幅值相當(dāng)，但NRTT 具有顯著區(qū)別，因此不同預(yù)選擋的敲擊表現(xiàn)具有顯著差異。有預(yù)選擋的NRTT 隨輸入轉(zhuǎn)速的降低而降低，變速器敲擊對(duì)輸入角加速度的要求更嚴(yán)格，低轉(zhuǎn)速區(qū)實(shí)測(cè)角加速度高于NRTT 值，產(chǎn)生敲擊；高轉(zhuǎn)速角加速度低于NRTT 值，無(wú)敲擊；而無(wú)預(yù)選擋的NRTT在不同轉(zhuǎn)速范圍基本保持恒定，幅值比預(yù)選擋高，尤其是低轉(zhuǎn)速區(qū)域，角加速度幅值在整個(gè)轉(zhuǎn)速區(qū)間均顯著低于NRTT。

圖8 4擋WOT工況NRTT、輸入軸角加速度幅值與殼體振動(dòng)響應(yīng)水平

圖8 中有預(yù)選擋工況的角加速度幅值在低于1 900 r/min 范圍內(nèi)高于NRTT 目標(biāo)值，圖8（b）的殼體振動(dòng)在400-5 000 Hz 范圍加速度水平顯示，有預(yù)選擋時(shí)在低于2 000 r/min 存在敲擊聲。NRTT 的比較結(jié)果與整車(chē)敲擊表現(xiàn)存在一定差異，但是基本一致。這表明本文提出的基于敲擊靈敏度和整車(chē)主客觀評(píng)價(jià)的NRTT 可評(píng)估變速器輸入扭振是否產(chǎn)生敲擊，減少試驗(yàn)數(shù)量和開(kāi)發(fā)成本，縮短產(chǎn)品開(kāi)發(fā)周期。本文的7DCT 變速器預(yù)選3 擋具有最低NRTT 目標(biāo)，后續(xù)以4 擋WOT 的預(yù)選3 擋工況和其N(xiāo)RTT 目標(biāo)曲線評(píng)價(jià)各扭振和敲擊控制措施的效果。

3 被動(dòng)措施對(duì)扭振和敲擊的抑制

3.1 雙質(zhì)量飛輪

DMFW 可以較大幅度衰減車(chē)輛加速工況的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)［7］，本文中首先評(píng)價(jià)DMFW 對(duì)7DCT 動(dòng)力系統(tǒng)的扭振和敲擊抑制，圖9為本研究采用的DMFW結(jié)構(gòu)和扭轉(zhuǎn)減振特性，DMFW 參數(shù)見(jiàn)表1，表中參數(shù)為樣件在扭轉(zhuǎn)減振器［4，7］試驗(yàn)臺(tái)架的實(shí)測(cè)結(jié)果，該DMFW 具有兩級(jí)減振剛度，最大相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)角度為δmax=66°。

圖9 DMFW結(jié)構(gòu)和扭轉(zhuǎn)減振特性

使用DMFW 的動(dòng)力系統(tǒng)扭振和振動(dòng)加速度頻譜如圖10所示。圖10（a）結(jié)果表明DMFW 可以有效降低輸入軸扭振幅值，最大幅值低于600 rad/s2，扭振衰減率為76%～83%，符合典型的DMFW 加速工況的減振效果［7］，同時(shí)比圖4（a）采用CTD 減振器的結(jié)果低300 rad/s2。但該結(jié)果在低于1 500 r/min 區(qū)間依然無(wú)法滿足NRTT目標(biāo)，因此整車(chē)在1 500 r/min以下將出現(xiàn)敲擊聲。圖10（b）結(jié)果表明低于1 500 r/min 轉(zhuǎn)速區(qū)間存在明顯齒輪敲擊寬頻信號(hào)，當(dāng)轉(zhuǎn)速高于1 500 r/min 時(shí)，敲擊聲消失。該結(jié)果再次表明本文第2.2 節(jié)中提出的NRTT 指標(biāo)可以較準(zhǔn)確地評(píng)價(jià)輸入角加速度幅值產(chǎn)生的敲擊響應(yīng)。

圖10 使用DMFW的動(dòng)力系統(tǒng)扭振和振動(dòng)加速度頻譜

3.2 離合器微滑摩

第1.2 節(jié)和第3.1 節(jié)中表明CTD 和DMFW 均無(wú)法滿足DCT 在預(yù)選擋機(jī)制下的NRTT 目標(biāo)，因此需要研究其他扭振衰減措施。該變速器采用濕式雙離合器，可考慮離合器微滑摩控制技術(shù)。離合器微滑摩是指通過(guò)反饋控制實(shí)現(xiàn)離合器主動(dòng)盤(pán)和從動(dòng)盤(pán)之間的轉(zhuǎn)速差。離合器摩擦因數(shù)與轉(zhuǎn)速差的關(guān)系可以用式（2）表示［22］，該離合器的摩擦因數(shù)μf臺(tái)架測(cè)量結(jié)果顯示，μf隨滑摩轉(zhuǎn)速的增加呈凸函數(shù)增加，如圖11 所示。圖11 的各擬合系數(shù)為：C1=-0.06437，C2=3.125，C3=0.07611，C4=0.08，離合器微滑摩等效于增加動(dòng)力系統(tǒng)阻尼［12］，在扭轉(zhuǎn)減振器的基礎(chǔ)上進(jìn)一步衰減發(fā)動(dòng)機(jī)扭振。

圖11 離合器摩擦因數(shù)與滑摩轉(zhuǎn)速差的關(guān)系

式中：μf和v分別代表離合器摩擦因數(shù)和主從動(dòng)盤(pán)滑摩轉(zhuǎn)速差；C1、C2、C3和C4為擬合系數(shù)。

評(píng)估CTD 與不同滑摩轉(zhuǎn)速差對(duì)變速器輸入軸角加速度的影響，本研究的v分別取20、40、60、和80 r/min，通過(guò)比例積分(proportional-integral,PI)控制實(shí)現(xiàn)滑摩轉(zhuǎn)速差。由于微滑摩對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)扭振影響不大，因此僅展示輸入軸角加速度結(jié)果。圖12（a）和圖12（b）分別為不同滑摩轉(zhuǎn)速差的輸入角加速度幅值和400-5 000 Hz 頻率范圍的振動(dòng)加速度響應(yīng)幅值；圖13 為不同滑摩轉(zhuǎn)速差的殼體振動(dòng)加速度頻譜圖。圖12（a）表明滑摩轉(zhuǎn)速越高，輸入軸角加速度幅值越小；圖12（b）和圖13 顯示v顯著降低DCT 敲擊響應(yīng)。v=60 r/min 和v=80 r/min 在低于1 350 r/min 的低轉(zhuǎn)速區(qū)略微超過(guò)NRTT 目標(biāo)，其余轉(zhuǎn)速段均滿足要求。

圖12 CTD與微滑摩組合方案的輸入角加速度和振動(dòng)響應(yīng)

圖13 CTD與微滑摩組合方案的振動(dòng)加速度頻譜

輸入軸角加速度幅值和振動(dòng)響應(yīng)并未隨v的增加而線性減少，無(wú)滑摩轉(zhuǎn)速和v=20 r/min兩種狀態(tài)的輸入軸角加速度和振動(dòng)響應(yīng)降低的程度高于其他相鄰的滑摩轉(zhuǎn)速；觀察圖11 發(fā)現(xiàn)v的斜率隨滑摩轉(zhuǎn)速的增加逐漸減小，阻尼效應(yīng)隨v的增加而減小。因此，v＞40 r/min 不是解決敲擊聲的有效方案，而過(guò)大的轉(zhuǎn)速會(huì)顯著降低動(dòng)力系統(tǒng)的傳遞效率。由于PI控制穩(wěn)定性的局限性，v為20和40 r/min 的穩(wěn)定性差于v為60和80 r/min，未來(lái)將研究H∞［10］等控制算法以提高滑摩轉(zhuǎn)速控制的穩(wěn)定性。

3.2.2 DMFW與離合器微滑摩

圖10（a）的DMFW 結(jié)果顯示輸入軸最大角加速度為572 rad/s2，僅在1 500 r/min 以下超過(guò)NRTT，產(chǎn)生敲擊聲。因此可嘗試通過(guò)較小滑摩轉(zhuǎn)速差減小輸入軸角加速度幅值以滿足NRTT目標(biāo)；研究v為20和40 r/min 兩種情況驗(yàn)證該設(shè)想。圖14 為DMFW 和不同微滑摩組合方案的輸入角加速度和殼體振動(dòng)響應(yīng)結(jié)果。v=20 r/min顯著降低輸入角加速度幅值，滿足NRTT 目標(biāo)，低轉(zhuǎn)速段的敲擊響應(yīng)峰值消失；消除了寬頻敲擊響應(yīng)，如圖15 所示。與圖12 結(jié)果類(lèi)似，從無(wú)微滑摩到v=20 r/min的扭振和敲擊衰減效果顯著，而v從20到40 r/min的衰減效果有限。

圖14 DMFW與微滑摩組合方案的輸入角加速度和振動(dòng)響應(yīng)

圖15 DMFW與微滑摩組合方案的振動(dòng)加速度頻譜

DMFW 與v=20 r/min 的組合為解決DCT 動(dòng)力系統(tǒng)扭振和敲擊提供了有效的方案；由于滑摩轉(zhuǎn)速低，不會(huì)顯著降低動(dòng)力系統(tǒng)效率、離合器壽命和耐久性能。

3.3 離心擺吸振器

分別評(píng)估CTD 和DMFW 與CPVA 的組合對(duì)扭振和敲擊的抑制作用。由于雙線型（bifilar）比其他結(jié)構(gòu)的CPVA 具有更好的穩(wěn)定性和扭振衰減性能［23］，故本文僅評(píng)價(jià)bifilar CPVA。四沖程四缸發(fā)動(dòng)機(jī)的扭振主階次為2階，考慮到高轉(zhuǎn)速時(shí)CPVA的軟化現(xiàn)象［2］，因此把CPVA 的調(diào)諧階次設(shè)計(jì)為2.1 的過(guò)調(diào)諧狀態(tài)［23］。結(jié)合離合器腔體包絡(luò)尺寸，擺長(zhǎng)l和掛擺半徑r分別設(shè)計(jì)為98 和22.22 mm，離心擺質(zhì)量mp=1.2 kg。CPVA 與圖2（a）的CTD 和圖9（a）的DMFW組合分別如圖16（a）和圖16（b）所示。

圖16 扭轉(zhuǎn)減振器與bifilar CPVA的組合

圖17（a）和圖17（b）分別為CTD 與bifilar CPVA組合方案的輸入角加速度和殼體振動(dòng)響應(yīng)。圖17（a）說(shuō)明整個(gè)加速段的角加速度降低約400 rad/s2，除1 200 r/min以下輕微超過(guò)NRTT 外，其他轉(zhuǎn)速均低于NRTT 目標(biāo)。與圖4（b）相比，圖17（b）各轉(zhuǎn)速段的振動(dòng)幅值明顯降低，尤其是低于1 600 r/min 段的寬頻敲擊特征基本消失。因此CTD 與 bifilar CPVA 的組合方案可以顯著降低變速器輸入軸角加速度幅值和敲擊響應(yīng)。

圖17 CTD與bifilar CPVA組合方案的輸入角加速度和振動(dòng)加速度頻譜

圖18（a）的輸入角加速度結(jié)果表明DMFW 與CPVA 的組合方案使整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速區(qū)間的輸入軸角加速度幅值降低400 rad/s2，所有轉(zhuǎn)速區(qū)間均滿足NRTT 目標(biāo)；尤其是低轉(zhuǎn)速段的角加速度幅值低于200 rad/s2，圖10（b）的振動(dòng)加速度頻譜中的低轉(zhuǎn)速敲擊特征完全消失，如圖18（b）所示。

圖18 DMFW與bifilar CPVA組合方案的輸入角加速度和振動(dòng)加速度頻譜

綜上，CPVA 可以在扭轉(zhuǎn)減振器的基礎(chǔ)上進(jìn)一步降低輸入軸角加速度幅值，降幅約400 rad/s2；尤其是DMFW 與bifilar CPVA 的組合完全滿足NRTT 要求，徹底消除低轉(zhuǎn)速段的敲擊，且不犧牲動(dòng)力系統(tǒng)傳動(dòng)效率、雙離合器的耐久和壽命等性能。因此，預(yù)選擋機(jī)制作用下具有高敲擊靈敏度和幅值跳躍現(xiàn)象的DCT 動(dòng)力系統(tǒng)應(yīng)優(yōu)先考慮使用CPVA 方案，但是該方案會(huì)增加一定的整車(chē)成本。

4 被動(dòng)減振方案總結(jié)

采用扭振傳遞率TRm評(píng)價(jià)發(fā)動(dòng)機(jī)到變速器輸入軸扭振衰減的有效性，如式（3）所示，TRm越小，扭振衰減性能越好。根據(jù)輸入軸角加速度幅值與NRTT的差值評(píng)價(jià)敲擊嚴(yán)重程度，定義為敲擊舒適性指標(biāo)CImax［24］，見(jiàn)式（4），CImax＜0 說(shuō)明變速器滿足NRTT 要求，不產(chǎn)生敲擊聲。

不同扭振控制措施的TRm和CImax結(jié)果見(jiàn)表2。DMFW 與CPVA 組合方案為扭振和敲擊控制的最佳方案，其次為DMFW 與v為20 或40 r/min 組合方案；CTD 與CPVA 或v為80 r/min為敲擊聲可接受的臨界方案，在低轉(zhuǎn)速輕微超過(guò)NRTT 目標(biāo)；其余方案不滿足DCT動(dòng)力系統(tǒng)無(wú)敲擊的扭振要求。

表2 扭振和敲擊被動(dòng)控制方案效果匯總

5 結(jié)論

（1）整車(chē)和臺(tái)架敲擊試驗(yàn)結(jié)果表明預(yù)選擋位機(jī)制下的DCT敲擊具有高靈敏度和跳躍現(xiàn)象。

（2）提出了基于臺(tái)架敲擊靈敏度，整車(chē)扭振響應(yīng)和敲擊主客觀評(píng)價(jià)相關(guān)性的扭振和敲擊定量評(píng)價(jià)指標(biāo)NRTT。

（3）CTD 和DMFW 均不能滿足DCT 變速器在預(yù)選擋機(jī)制下的加速扭振和敲擊的NRTT 目標(biāo)，在低轉(zhuǎn)速段產(chǎn)生明顯敲擊問(wèn)題。離合器微滑摩和離心擺吸振器可以在扭轉(zhuǎn)減振器的基礎(chǔ)上進(jìn)一步降低動(dòng)力系統(tǒng)的輸入軸角加速度幅值，消除低轉(zhuǎn)速段的DCT加速敲擊問(wèn)題。

（4）未來(lái)將研究不同預(yù)選擋位顯著影響DCT 變速器敲擊的機(jī)理，以及進(jìn)一步減小NRTT 目標(biāo)值和實(shí)際敲擊表現(xiàn)之間的差異，獲取更精確的NRTT 目標(biāo)值，指導(dǎo)動(dòng)力系統(tǒng)的扭振和敲擊控制。