磁流變液雙質(zhì)量飛輪扭振減振特性研究

毛陽,陳志勇,史文庫,鄔廣銘,王世朝,孫寧

(吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點實驗室,130022,長春)

磁流變液雙質(zhì)量飛輪扭振減振特性研究

毛陽,陳志勇,史文庫,鄔廣銘,王世朝,孫寧

(吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點實驗室,130022,長春)

為檢驗設(shè)計的磁流變液雙質(zhì)量飛輪對傳動系扭振的減振特性,基于AMESim建立了磁流變液雙質(zhì)量飛輪的仿真模型,獲得其在不同扭轉(zhuǎn)激勵幅值、不同激勵頻率以及不同電流下的動剛度和滯后角曲線,并通過扭轉(zhuǎn)試驗臺架驗證了模型的準(zhǔn)確性。進而結(jié)合其動態(tài)特性可由電流控制的特性搭建了控制模型,對其進行發(fā)動機臺架試驗,分別獲得怠速、勻速、加速、減速、點火及熄火工況時磁流變液雙質(zhì)量飛輪對傳動系扭振的衰減情況,并與普通雙質(zhì)量飛輪進行了對比。結(jié)果表明:磁流變液雙質(zhì)量飛輪在各個工況下對傳動系扭振的衰減性能都優(yōu)于普通雙質(zhì)量飛輪。

磁流變液;雙質(zhì)量飛輪;動態(tài)特性;扭振;減振特性

為更好地控制車輛動力傳動系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動和噪聲,雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)減振器已經(jīng)逐步取代了離合器從動盤式扭轉(zhuǎn)減振器,成為近20年發(fā)展起來的一種更為有效的新型扭轉(zhuǎn)減振器[1-3]。雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)減振器克服了離合器從動盤式扭轉(zhuǎn)減振器的局限性,不僅可以大幅度改變減振器兩側(cè)的轉(zhuǎn)動慣量分配,還能增大減振器的工作轉(zhuǎn)角并降低其扭轉(zhuǎn)剛度,從而實現(xiàn)對車輛傳動系扭振更好的控制[4-6]。

國內(nèi)已經(jīng)有多位學(xué)者對雙質(zhì)量飛輪進行了系統(tǒng)的研究,并且取得了一定的成果[7-11]。如今對雙質(zhì)量飛輪的研究已經(jīng)較為成熟,但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,而普通雙質(zhì)量飛輪的扭轉(zhuǎn)特性無法根據(jù)不同工況進行調(diào)節(jié),這嚴(yán)重制約了雙質(zhì)量飛輪對傳動系扭振的衰減效果。本文結(jié)合磁流變液在磁場作用下流變特性可瞬間發(fā)生變化的特性,設(shè)計并制作了新型扭轉(zhuǎn)減振器-磁流變液雙質(zhì)量飛輪,通過仿真和試驗曲線證實了其動態(tài)特性可由電流控制的特性,基于該性能建立了控制模型并進行了發(fā)動機臺架試驗,測量了磁流變液雙質(zhì)量飛輪在怠速、勻速、加速、減速、點火及熄火工況時對扭轉(zhuǎn)振動的衰減性能,并與普通雙質(zhì)量飛輪進行對比,驗證了磁流變液雙質(zhì)量飛輪在各個工況下性能的優(yōu)越性。

1 基本結(jié)構(gòu)和工作原理

磁流變液雙質(zhì)量飛輪結(jié)構(gòu)如圖1所示。其中,外轉(zhuǎn)子和第一飛輪構(gòu)成第一質(zhì)量,第一質(zhì)量與發(fā)動機曲軸相連;內(nèi)轉(zhuǎn)子和第二飛輪構(gòu)成第二質(zhì)量,第二質(zhì)量與變速箱相連;第一、二飛輪之間安裝了弧形螺旋彈簧;內(nèi)、外轉(zhuǎn)子間的空隙充滿了磁流變液。

圖1 磁流變液雙質(zhì)量飛輪

根據(jù)磁流變液在磁場作用下黏度可實現(xiàn)瞬間變化的特性,可通過改變勵磁線圈電流的大小來實現(xiàn)磁流變液雙質(zhì)量飛輪扭轉(zhuǎn)阻尼的實時調(diào)控。當(dāng)要求磁流變液雙質(zhì)量飛輪提供較小的扭轉(zhuǎn)阻尼時,不給勵磁線圈施加電流,此時磁流變液表現(xiàn)出Newton流體的特性,內(nèi)、外轉(zhuǎn)子之間只受到較小的扭轉(zhuǎn)阻尼作用;當(dāng)要求磁流變液雙質(zhì)量飛輪提供較大的扭轉(zhuǎn)阻尼時,給勵磁線圈施加一定的電流,此時磁流變液表現(xiàn)出Bingham流體的特性,內(nèi)、外轉(zhuǎn)子之間受到較大的扭轉(zhuǎn)阻尼作用。

2 建模仿真及試驗驗證

為檢驗設(shè)計的磁流變液雙質(zhì)量飛輪的動態(tài)特性,建立了基于AMESim的磁流變液雙質(zhì)量飛輪模型,如圖2所示。該模型是由普通雙質(zhì)量飛輪部分和磁流變液阻尼部分組成的,通過左端信號輸入端輸入正弦扭轉(zhuǎn)激勵,右端固定端提取扭矩輸出,進而進行數(shù)據(jù)處理即可獲得其動剛度和滯后角曲線。

圖2 AMESim仿真模型

為驗證所建立的磁流變液雙質(zhì)量飛輪模型的準(zhǔn)確性,搭建了如圖3所示的試驗臺架對其進行試驗驗證。

圖3 扭轉(zhuǎn)試驗臺架

試驗和仿真的加載條件相同,首先將磁流變液雙質(zhì)量飛輪預(yù)扭20°,然后對其施加扭轉(zhuǎn)幅值分別為1 °和2 °的正弦扭轉(zhuǎn)激勵,激勵頻率范圍為1～30Hz,頻率間隔為1 Hz,并同時對其施加大小分別為0、1和2 A的電流,獲得仿真和試驗的動剛度和滯后角曲線,分別如圖4～7所示。

(a)動剛度 (b)滯后角

(a)動剛度 (b)滯后角

(a)動剛度 (b)滯后角

(a)動剛度 (b)滯后角

從上述的對比可知,仿真曲線與試驗曲線存在些許的差異,這可能是由于模型中對弧形彈簧非線性摩擦的模擬以及對勵磁線圈在端面間隙處磁場強度的計算存在一定誤差造成的,但總體上仿真與試驗曲線趨勢一致,能較好地吻合。因此,基于AMESim建立的仿真模型能較好地模擬出磁流變液雙質(zhì)量飛輪的動態(tài)特性。

從動態(tài)特性曲線可以看出,磁流變液雙質(zhì)量飛輪的動剛度和滯后角受扭轉(zhuǎn)激勵幅值、勵磁線圈電流等因素的影響。隨著扭轉(zhuǎn)幅值的增加,動剛度和阻尼角都明顯減小;隨著勵磁線圈電流的增加,動剛度和阻尼角都明顯增大。其中,動剛度和滯后角隨勵磁線圈電流變化而改變的特性是磁流變液雙質(zhì)量飛輪與普通雙質(zhì)量飛輪的一個重要區(qū)別,故可在發(fā)動機啟動工況及大載荷沖擊工況時,對其施加電流以提供較大的阻尼力矩。在較為平穩(wěn)的工況時,施加小電流或不施加電流以提供較小的阻尼力矩,從而實現(xiàn)對車輛傳動系扭振的實時控制。

3 發(fā)動機臺架試驗

3.1 試驗臺架及控制模型

為驗證磁流變液雙質(zhì)量飛輪對傳動系扭轉(zhuǎn)振動的衰減性能,對其進行發(fā)動機臺架試驗,并與普通的雙質(zhì)量飛輪(二者第一飛輪、第二飛輪、弧形彈簧的結(jié)構(gòu)和參數(shù)都相同)進行比較,驗證了磁流變液雙質(zhì)量飛輪性能的優(yōu)越性。試驗儀器和臺架如圖8所示,其中雙質(zhì)量飛輪的第一質(zhì)量與發(fā)動機曲軸相連,第二質(zhì)量與測功機連接,并分別在第一飛輪啟動齒圈和第二飛輪測速齒圈處布置霍爾傳感器,采集第一飛輪和第二飛輪的瞬時角速度波動;在曲軸皮帶輪和測功機輸出軸上布置磁鋼和霍爾傳感器,采集發(fā)動機曲軸和測功機輸出軸的平均轉(zhuǎn)速。

圖8 試驗儀器(左)及試驗臺架(右)

試驗臺架的數(shù)據(jù)采集和控制系統(tǒng)采用dSPACE 1103實時系統(tǒng),并在Matlab/simulink中建立控制模型,如圖9所示。圖中,在DS1103_DSP_F2D模塊的Frequency1～Frequency4端口分別采集第二飛輪的瞬時角速度、測功機輸出軸的平均轉(zhuǎn)速、發(fā)動機曲軸的平均轉(zhuǎn)速及第一飛輪的瞬時角速度;DS1103_DSP_PWM模塊輸出勵磁線圈的電流控制信號;DS1103_DSP_ADC_C1模塊采集勵磁線圈的電流,用于PID控制的反饋。

通過調(diào)節(jié)臺架中發(fā)動機的控制系統(tǒng)來模擬汽車的怠速、勻速、加速、減速、點火及熄火等工況,同時使用測功機對其施加相應(yīng)的當(dāng)量阻力矩來模擬傳動系及車輪承受的力矩,比較磁流變液雙質(zhì)量飛輪和普通雙質(zhì)量飛輪在各個工況下對發(fā)動機扭振的衰減性能。

3.2 試驗結(jié)果及分析

3.2.1 怠速工況 發(fā)動機怠速工況下普通雙質(zhì)量飛輪和磁流變液雙質(zhì)量飛輪第一飛輪的轉(zhuǎn)速波動情況如圖10所示。

將第一飛輪的時域轉(zhuǎn)速波動轉(zhuǎn)化為轉(zhuǎn)速波動均方根值,如圖11所示。由圖可知,在發(fā)動機怠速工況下,相比普通雙質(zhì)量飛輪,磁流變液雙質(zhì)量飛輪能更有效地降低發(fā)動機的扭振。這主要是由于磁流變液雙質(zhì)量飛輪的第一質(zhì)量具有較大的轉(zhuǎn)動慣量,從而更有利于衰減發(fā)動機曲軸轉(zhuǎn)速的波動。

圖9 控制模型

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

圖11 第一飛輪的轉(zhuǎn)速波動均方根值

3.2.2 勻速運轉(zhuǎn)工況 發(fā)動機勻速運轉(zhuǎn)工況(發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1 000r/min、2 500r/min和3 500r/min)下普通雙質(zhì)量飛輪和磁流變液雙質(zhì)量飛輪第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動如圖12～14所示。

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

將第二飛輪的時域轉(zhuǎn)速波動轉(zhuǎn)化為轉(zhuǎn)速波動均方根值,如圖15所示。由圖可知,在發(fā)動機勻速運轉(zhuǎn)工況下,相比普通雙質(zhì)量飛輪,安裝磁流變液雙質(zhì)量飛輪時第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動均方根值有所下降,但效果不明顯。這主要是測功機產(chǎn)生的阻力矩比較平穩(wěn),發(fā)動機的工況也較為穩(wěn)定,因此對衰減扭振的作用較小。

圖15 勻速工況下第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動均方根值

3.2.3 加速工況 發(fā)動機加速運轉(zhuǎn)工況下普通雙質(zhì)量飛輪和磁流變液雙質(zhì)量飛輪第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動如圖16所示。

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

將第二飛輪的時域轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)化為轉(zhuǎn)速波動均方根值,如圖17所示。由圖可知,在發(fā)動機加速運轉(zhuǎn)時,磁流變液雙質(zhì)量飛輪第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動明顯小于普通雙質(zhì)量飛輪第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動,因此磁流變液雙質(zhì)量飛輪能有效地衰減發(fā)動機加速運轉(zhuǎn)時的扭振。

圖17 加速運轉(zhuǎn)工況下第二飛輪轉(zhuǎn)速波動均方根值

3.2.4 減速工況 發(fā)動機減速運轉(zhuǎn)工況下普通雙質(zhì)量飛輪和磁流變液雙質(zhì)量飛輪第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動如圖18所示。

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

將第二飛輪的時域轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)化為轉(zhuǎn)速波動均方根值,如圖19所示。由圖可知,在發(fā)動機減速運行工況下,磁流變液雙質(zhì)量飛輪第二飛輪的轉(zhuǎn)速波動明顯小于普通雙質(zhì)量飛輪的轉(zhuǎn)速波動,因此磁流變液雙質(zhì)量飛輪能有效地衰減發(fā)動機減速運轉(zhuǎn)時的扭振。

圖19 減速運轉(zhuǎn)工況下第二飛輪轉(zhuǎn)速波動均方根值

3.2.5 點火工況 發(fā)動機點火工況下普通雙質(zhì)量飛輪和磁流變液雙質(zhì)量飛輪第一飛輪的轉(zhuǎn)速波動如圖20所示。

由圖可知,在發(fā)動機點火工況下,安裝磁流變液雙質(zhì)量飛輪可以顯著減小發(fā)動機轉(zhuǎn)速在上升過程中的波動。

3.2.6 熄火工況 發(fā)動機熄火工況下普通雙質(zhì)量飛輪和磁流變液雙質(zhì)量飛輪第一飛輪的轉(zhuǎn)速波動如圖21所示。

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

(a)普通雙質(zhì)量飛輪

(b)磁流變液雙質(zhì)量飛輪

由圖可知,在發(fā)動機熄火工況下,安裝磁流變液雙質(zhì)量飛輪可以顯著減小發(fā)動機轉(zhuǎn)速在下降過程中的波動。

4 結(jié) 論

(1)基于AMESim對設(shè)計的磁流變液雙質(zhì)量飛輪進行建模仿真分析,獲得了不同扭轉(zhuǎn)激勵幅值、不同激勵頻率以及不同電流時的動剛度和滯后角曲線,并通過試驗驗證了模型的準(zhǔn)確性。結(jié)果表明,磁流變液雙質(zhì)量飛輪的動態(tài)特性可由電流控制。

(2)結(jié)合磁流變液雙質(zhì)量飛輪動態(tài)特性可由電流控制的特性,建立了相應(yīng)的控制模型,并搭建了發(fā)動機試驗臺架,通過試驗比較了磁流變液雙質(zhì)量飛輪與普通雙質(zhì)量飛輪在怠速、勻速、加速、減速、點火及熄火工況下對傳動系扭振的衰減情況。對比表明:磁流變液雙質(zhì)量飛輪在各個工況下對傳動系扭振的衰減性能都要優(yōu)于普通雙質(zhì)量飛輪。

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(編輯 趙煒)

TorsionalVibrationDampingCharacteristicsofMagneto-RheologicalFluidDualMassFlywheel

MAO Yang,CHEN Zhiyong,SHI Wenku,WU Guangming,WANG Shichao,SUN Ning

(State Key Laboratory of Automotive Simulation and Control,Jilin University,Changchun 130022,China)

To investigate torsional vibration damping characteristics of magneto-rheological fluid dual mass flywheel (MRF-DMF) in power train,the dynamic stiffness and loss angle under different conditions of excitation amplitudes,excitation frequencies and currents are gained from MRF-DMF model constructed by AMESim and verified on torsion bench.By combining the dynamic characteristics driven by different currents,the controlling model is established and tested on engine bench.The damping characteristics of MRF-DMF in the cases of idle,constant speed,speed up,slow down,ignition and stalling are obtained and compared with the ordinary dual mass flywheel (DMF).It indicates that the MRF-DMF in damping the power train torsional vibration outperforms the ordinary DMF in all operations.

magneto-rheological fluid; dual mass flywheel; dynamic characteristic; torsional vibration; damping characteristic

2013-11-19。

毛陽(1989—),男,博士生;陳志勇(通信作者),男,講師,博士。

國家自然科學(xué)基金資助項目(51205158);中國博士后科學(xué)基金面上資助項目(2013M541294)。

10.7652/xjtuxb201406022

U463.2

:A

:0253-987X(2014)06-0127-07