控制油壓對濕式多片離合器分離動態特性的影響

鄭良杰，馬彪，陳漫，于亮，張存振

(北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081)

0 引言

濕式多片離合器作為車輛傳動系統的關鍵部件，起到傳遞功率和切換擋位的重要作用，直接影響傳動裝置的綜合性能。濕式多片離合器接合過程摩擦轉矩和分離狀態帶排轉矩是目前國內外學者的研究重點。

考慮離合器的接合過程，馬彪等[1]、Yu等[2-3]建立基于平均流量模型的摩擦元件多場耦合數值模型，研究了控制油壓等工作參數對摩擦轉矩的影響規律。吳健鵬等[4]優化了離合器接合過程溫度場數值模型，研究了控制油壓對滑摩過程溫度場的影響。馬彪等[5]采用熱阻網絡模型研究了潤滑流量和轉速對離合器溫升的影響規律。楊立昆等[6]研究了控制油壓對接合過程摩擦振顫的影響規律。趙二輝等[7]、Yu等[8]通過摩擦副微觀混合潤滑模型分別研究了轉速和溝槽面積對離合器摩擦磨損特性的影響。在傳動裝置工作過程中，離合器長時間處于分離狀態，降低帶排轉矩對傳動效率的提升意義重大。Iqbal等[9]、Hu等[10]分別建立了中低速和高速狀態帶排轉矩數值計算模型。張琳等[11]和Zhang等[12]通過分離狀態摩擦副碰摩模型研究了高轉速下摩擦元件的擺動運動規律和帶排轉矩特性。成宵等[13]基于含徑向槽的計算流體力學(CFD)流場仿真模型研究了入口流量和轉速對帶排轉矩的影響。師路騏等[14]研究了低速下摩擦元件偏置和高速下摩擦副間隙收縮對帶排轉矩的影響。Wang等[15]通過建立數學統計模型，研究了摩擦副間隙分布對低速帶排轉矩的影響，結果表明間隙分布越不均勻，帶排轉矩越大。為了增大副間流體動壓承載力并改善摩擦副間隙的均勻程度，Neupert等[16-17]通過試驗和CFD仿真的方法研究了分離狀態副間油膜壓力的分布規律。另外，分離過程中甚至會出現某些摩擦副無法分離的情況，導致摩擦副的長時滑摩，造成離合器燒蝕。所以，分離過程轉矩和間隙的變化以及分離過程持續時間對車輛換擋的精確控制非常關鍵。

本文針對以上問題，考慮摩擦元件的運動特性和結構特征，建立濕式多片離合器分離過程動力學數值模型，研究了分離過程初始控制油壓和油壓下降速率對六摩擦副濕式離合器分離動態特性的影響，得到分離過程摩擦副間隙和摩擦轉矩的變化規律，提出了不均勻系數以表征濕式多片離合器分離間隙均勻度。本文填補了離合器工作參數對濕式多片離合器分離過程影響的研究空白。

1 物理模型

1.1 軸向運動模型

濕式多片離合器的結構如圖1所示，在其工作過程中，可以軸向移動的摩擦元件有活塞、摩擦片和鋼片，其軸向受力如圖2所示。圖2中，Fv為流體動壓承載力，Fc為微凸體粗糙接觸力，Fk為回位彈簧作用力，Fp為控制油壓作用力，Fd為阻尼力，Fimpact為活塞與離合器轂的碰撞接觸力，Fs和Ff分別為鋼片和摩擦片的花鍵摩擦力，Z為離合器的摩擦副數，摩擦元件按照從活塞至最后一片摩擦片的順序編號為0、1、2、3、…、Z-1和Z，x為各摩擦元件位移，相鄰摩擦元件之間的間隙可以表示為

(1)

式中：Hsd和Hfd分別為鋼片和摩擦片的厚度。

各摩擦元件的受力平衡方程為

(2)

1.2 流體潤滑模型

在平均層流假設[1]的基礎上考慮摩擦材料的滲透性和粗糙接觸效應，并假設油膜壓力軸對稱，邊界油膜壓力為0 MPa，將平均油膜壓力在流體潤滑面積Av上積分，得到摩擦副的流體動壓承載力[3]為

(3)

式中：η為潤滑油動力黏度；h為名義油膜厚度；σ為聯合表面粗糙度均方根；Ri和Ro分別為摩擦副內外半徑；Ared為非溝槽區域面積比；系數A和B分別為

A=φrh3+12Ψdm

(4)

(5)

φr為徑向壓力流量因子，Ψ和dm分別為摩擦材料的滲透率和厚度，ρ為潤滑油密度，ωf1和ωf2分別為鋼片和摩擦片的角速度；C為接觸比。

考慮活塞與第1片鋼片同為鋼材料，并以相同的角速度旋轉，對(3)式進行簡化，得到活塞與第1片鋼片之間的流體動壓承載力為

(6)

1.3 粗糙接觸模型

將粗糙接觸面積Ac與名義接觸面積An的比值定義為接觸比C[3]，

C=κπ2(Nβσ)2·

(7)

式中：κ為塑性變形系數；N和β分別為微凸峰的密度和曲率半徑；H=h/σ為膜厚比。

微凸體接觸壓力[1]可以表示為

(8)

式中：K′為接觸系數；E′為當量彈性模量。

在粗糙接觸面積上對微凸體接觸壓力進行積分，得到微凸體粗糙接觸力為

(9)

1.4 摩擦轉矩模型

摩擦副的摩擦轉矩Mf由黏性轉矩Mv和粗糙接觸轉矩Mc構成?；谄骄髁磕Ｐ?，黏性轉矩[3]表示為

(10)

式中：φf和φfs為剪切應力系數；Δω為主被動端角速度差。

對微凸體接觸壓力產生的摩擦力微元進行積分，得到粗糙接觸轉矩[3]為

(11)

式中：μ為摩擦系數，通過大量銷盤試驗數據擬合獲得[18]，表示為

0.08(e-0.005T-1)(e-0.2v-1)+

(12)

v為兩摩擦表面線速度差，T為潤滑油溫度，p為摩擦副加載壓力。

離合器系統的轉矩平衡方程表示為

(13)

式中：If1為被動端轉動慣量；Mfi為第i個摩擦副的摩擦轉矩；MR為被動端阻力矩。

1.5 花鍵阻力模型

由于摩擦轉矩經由花鍵傳遞，當摩擦片或鋼片發生軸向移動時，花鍵處會產生阻礙其軸向移動的摩擦力[19]。摩擦片受到的花鍵摩擦力表示為

(14)

鋼片受到的花鍵摩擦力表示為

(15)

式中：μs為對偶鋼片外齒花鍵摩擦系數；Rs為外花鍵齒節圓半徑；αs為外花鍵齒壓力角。

此外，鋼片受到的花鍵阻尼力表示為

(16)

式中：cs為阻尼系數，與外齒花鍵結構有關。

1.6 活塞碰撞模型

在濕式多片離合器的分離過程中，活塞在回位彈簧推動下回到極限位置后，其動能不可能瞬間歸零，而是在活塞與離合器轂的不斷碰撞過程中耗盡。碰撞過程中活塞的位移和速度變化會影響摩擦副的分離，因此，采用LN接觸模型[20]將碰撞接觸力表示為

(17)

2 數值仿真

隨著活塞端控制油壓的加載與卸載，離合器從分離狀態開始依次經歷接合過程、接合狀態和分離過程，最后回到分離狀態。離合器工作循環的仿真流程如圖3所示，首先使用初始狀態或上一時間步的計算結果計算摩擦元件受力；然后通過求解受力平衡方程獲得各摩擦元件加速度、速度和位移；再使用各摩擦元件位移和速度計算各間隙和各間隙變化率；最后重復該計算過程至預設仿真時長tend。

選取6摩擦副濕式多片離合器進行仿真，一個工作循環的仿真時長為5 s。為體現活塞與第1片鋼片之間間隙δ0的變化，將其初始值設為0.05 mm，將第1摩擦副間隙δ1的初始值設為0.45 mm，而其他摩擦副間隙的初始值均為理想分離間隙0.5 mm。其他仿真輸入參數如表1所示。

表1 仿真輸入參數

考慮離合器分離過程的初始控制油壓和油壓下降速率，設置控制油壓在第1.5 s從1.8 MPa開始下降，分別在第1.6 s、1.7 s、1.8 s、1.9 s和2 s下降至0.05 MPa，最后均在第5 s下降至0 MPa，并將其依次編號為PD1、PD2、PD3、PD4和PD5；設置初始控制油壓分別為1.2 MPa、1.5 MPa、1.8 MPa、2.1 MPa和2.4 MPa，均在第1.6 s下降至0.05 MPa，并將其依次編號為p1、p2、p3、p4和p5。以PD1(p3)組仿真為例：在離合器的整個工作過程中，控制油壓papp和鋼片轉速nf1的變化如圖4(a)所示，摩擦片轉速nf2始終為1 000 r/min，鋼片的初始轉速和最終轉速均為0 r/min，各間隙的變化如圖4(b)所示。

根據油壓、轉速和間隙的變化，以PD1(p3)組仿真為例對濕式離合器的工作過程進行劃分：控制油壓作用力在第0.3 s之后大于回位彈簧力，各間隙開始減小，接合過程(A)開始；鋼片和摩擦片的轉速差在第0.638 s降為0 r/min，主被動端完成同步，離合器進入接合狀態(B)；控制油壓在第1.5 s開始下降，分離過程(C)開始；各摩擦副間隙在第1.698 s之后穩定，分離過程結束，離合器進入分離狀態(D)。

3 控制油壓對分離過程影響

3.1 分離過程持續時間

如圖4(b)所示，在分離過程中，各摩擦副間隙首先緩慢增大，再迅速增大，然后劇烈波動，最后趨于穩定。第1摩擦副間隙δ1波動最劇烈且持續時間最長，當δ1穩定后，分離過程結束。不同油壓下降速率下的分離過程結束時刻t3如表2所示。隨著油壓下降速率的減小，分離時刻從第1.698 s延后至第2.019 s，各組分離過程持續時間分別為0.198 s、0.277 s、0.357 s、0.438 s和0.519 s。因此，油壓下降速率的減小顯著延長了濕式多片離合器的分離過程持續時間。

不同初始控制油壓下的分離過程結束時刻t3如表3所示。隨著初始控制油壓從1.2 MPa增加至2.4 MPa，分離時刻從第1.689 s延后至第1.704 s，各組分離過程持續時間分別為0.189 s、0.194 s、0.198 s、0.201 s和0.204 s。因此，初始控制油壓的增加延長了濕式多片離合器的分離過程持續時間，但是其影響相對較小。

3.2 分離間隙均勻度

不同油壓下降速率和初始控制油壓下的摩擦副分離間隙分別如表2和表3所示，各組摩擦副間隙均從第1副至第6副依次減小。由表2、表3可以發現，通過直接比較各摩擦副間隙的大小并不能直觀地判斷間隙分布的均勻程度。因此提出不均勻系數Π表征摩擦副分離的均勻程度，不均勻系數表示為

表3 不同初始控制油壓下仿真結果

(18)

式中：δ*為理想均勻分離間隙。不均勻系數與摩擦副間隙大小呈反比，與分離間隙均勻度呈反比，并且1>Π>0.5。

如圖5所示，不均勻系數隨著摩擦副間隙的增大首先緩慢減小，然后迅速減小，并隨間隙的波動出現波動，當摩擦副間隙穩定后，不均勻系數也隨之穩定。不同油壓下降速率下，分離過程結束后的不均勻系數計算結果如表2所示。隨著油壓下降速率的減小，不均勻系數從0.561 0增加至0.597 8，第1摩擦副間隙δ1從1.439 1 mm增加至1.755 5 mm，第6摩擦副間隙δ6從0.224 3 mm減小至0.178 7 mm。因此，油壓下降速率的減小顯著惡化了濕式多片離合器的分離間隙均勻度。

表2 不同油壓下降速率下仿真結果

不同初始控制油壓下，分離過程結束后的不均勻系數計算結果如表3所示。由表3可見：隨著控制油壓從1.2 MPa增加至2.1 MPa，不均勻系數從0.562 2減小至0.560 5；當控制油壓增加至2.4 MPa時，不均勻系數增加至0.564 3。因此，初始控制油壓的增加有助于改善分離間隙均勻度，但初始控制油壓過高時，反而惡化了分離間隙均勻度。相比于油壓下降速率，初始控制油壓對分離間隙均勻度的影響并不明顯。

3.3 分離過程潤滑特性

在濕式多片離合器的分離過程中，各摩擦副依次經歷邊界潤滑階段(C1)、混合潤滑階段(C2)和流體動壓潤滑階段(C3)。依據粗糙接觸轉矩和黏性轉矩的變化對分離過程潤滑階段進行劃分。如圖6所示，PD1(p3)組黏性轉矩在第1.57 s開始增加，分離過程進入混合潤滑階段；如圖7所示，PD1(p3)組粗糙接觸轉矩在第1.645 s開始小于10-6N·m，分離過程進入流體動壓潤滑階段。其余各組進入混合潤滑階段的時刻t1和進入流體動壓潤滑階段的時刻t2如表2和表3所示。

隨著油壓下降速率的減小，各組進入混合潤滑階段的時刻從第1.57 s延后至第1.781 s，邊界潤滑階段的持續時間依次為0.07 s、0.125 s、0.179 s、0.23 s和0.281 s；各組進入流體動壓潤滑階段的時刻從第1.645 s延后至第1.962 s，混合潤滑階段的持續時間依次為0.075 s、0.099 s、0.126 s、0.154 s和0.181 s；各組流體動壓潤滑階段的持續時間依次為0.053 s、0.053 s、0.052 s、0.054 s和0.057 s。因此，油壓下降速率的減小顯著延后了分離過程中潤滑特性的轉變，并顯著延長了邊界潤滑和混合潤滑階段的持續時間，但對流體動壓潤滑階段的持續時間幾乎沒有影響。

隨著初始控制油壓從1.2 MPa增加至2.4 MPa，各組進入混合潤滑階段的時刻從第1.55 s延后至第1.581 s，邊界潤滑階段的持續時間依次為0.05 s、0.061 s、0.07 s、0.077 s和0.081 s；各組進入流體動壓潤滑階段的時刻從第1.636 s延后至第1.651 s，混合潤滑階段的持續時間依次為0.086 s，0.08 s，0.075 s，0.072 s和0.07 s；各組流體動壓潤滑階段的持續時間依次為0.053 s、0.053 s、0.053 s、0.052 s和0.053 s。因此，初始控制油壓的增加延后了分離過程中潤滑特性的轉變，延長了邊界潤滑階段的持續時間，并縮短了混合潤滑階段的持續時間，但對流體動壓潤滑階段的持續時間幾乎沒有影響。

3.4 分離過程摩擦轉矩

如圖7所示，在邊界潤滑和混合潤滑階段，粗糙接觸轉矩首先迅速減小，然后緩慢減小至0 N·m。如圖6所示，在混合潤滑和流體動壓潤滑階段，黏性轉矩首先迅速增大，達到最大值后又快速減小，并隨著間隙的波動出現波動，當間隙穩定之后，隨著轉速差的增大而緩慢增大。

如圖7(a)所示，隨著油壓下降速率的減小，粗糙接觸轉矩的衰減速率依次減小。如圖6(a)所示，隨著油壓下降速率的減小，黏性轉矩的最大值依次增加，分別為14.5 N·m、20.8 N·m、26.7 N·m、31.9 N·m和36.8 N·m；分離過程結束時刻的黏性轉矩也依次增加，分別為1.75 N·m、2.02 N·m、2.39 N·m、2.84 N·m和3.34 N·m。因此，油壓下降速率的減小減緩了粗糙接觸轉矩的下降，并顯著增大了分離過程中的黏性轉矩。

如圖7(b)所示，隨著初始控制油壓從1.2 MPa增加至2.4 MPa，分離過程粗糙接觸轉矩的初始值依次增大，粗糙接觸轉矩的衰減速率也依次增大。如圖6(b)所示，隨著控制油壓從1.2 MPa增加至2.4 MPa，黏性轉矩的最大值依次減小，分別為17.1 N·m、15.6 N·m、14.5 N·m、13.9 N·m和13.5 N·m。隨著控制油壓從1.2 MPa增加至2.1 MPa，分離過程結束時刻的黏性轉矩依次減小，分別為1.86 N·m、1.8 N·m、1.75 N·m和1.72 N·m，但當控制油壓增加至2.4 MPa時，分離過程結束時刻的黏性轉矩增加至1.75 N·m。因此，初始控制油壓的增加顯著增大了粗糙接觸轉矩的初始值和衰減速率，并減小了分離過程中的黏性轉矩，但對分離過程結束時刻的黏性轉矩影響較小。

可見控制油壓下降越慢，微凸體形變恢復越慢，使分離過程持續時間延長，進而放大了花鍵摩擦力的阻礙作用，使分離間隙更加不均勻，并導致黏性轉矩的增加；初始控制油壓越大，轉速差出現的越晚，流體動壓承載力越小，使分離過程持續時間略微延長，并減小了分離過程中的黏性轉矩。

4 結論

本文建立了濕式多片離合器分離過程的動力學數值仿真模型，研究了控制油壓對六摩擦副濕式離合器分離過程動態特性的影響。得到主要結論如下：

1)受控于微凸體形變的恢復，油壓下降速率的減小和初始控制油壓的增加均延長了濕式多片離合器的分離過程持續時間，但是油壓下降速率的減小對分離過程持續時間的延長作用更為顯著。

2)隨著油壓下降速率的減小，花鍵摩擦的阻礙作用被放大，使不均勻系數從0.561 0增加至0.597 8，濕式多片離合器的分離間隙均勻度顯著惡化，而初始控制油壓對分離間隙均勻度的影響并不明顯。

3)油壓下降速率的減小顯著延長了邊界潤滑和混合潤滑階段的持續時間，而初始控制油壓的增加延長了邊界潤滑階段的持續時間，縮短了混合潤滑階段的持續時間；但油壓下降速率和初始控制油壓對流體動壓潤滑階段的持續時間幾乎沒有影響。

4)油壓下降速率的減小減緩了粗糙接觸轉矩的下降，受分離間隙均勻度惡化的影響，分離過程中的黏性轉矩顯著增大；而初始控制油壓的增加顯著增大了粗糙接觸轉矩的初始值和衰減速率，并減小了分離過程中的黏性轉矩。