磁流變液雙質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

(吉林大學汽車仿真與控制國家重點實驗室,130022,長春)

磁流變液雙質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

(吉林大學汽車仿真與控制國家重點實驗室,130022,長春)

為檢驗設計的磁流變液雙質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量飛輪的仿真模型,獲得其在不同扭轉激勵幅值、不同激勵頻率以及不同電流下的動剛度和滯后角曲線,并通過扭轉試驗臺架驗證了模型的準確性。進而結合其動態特性可由電流控制的特性搭建了控制模型,對其進行發動機臺架試驗,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量飛輪對傳動系扭振的衰減情況,并與普通雙質量飛輪進行了對比。結果表明:磁流變液雙質量飛輪在各個工況下對傳動系扭振的衰減性能都優于普通雙質量飛輪。

磁流變液;雙質量飛輪;動態特性;扭振;減振特性

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

國內已經有多位學者對雙質量飛輪進行了系統的研究,并且取得了一定的成果[7-11]。如今對雙質量飛輪的研究已經較為成熟,但由于車輛在不同工況下對雙質量飛輪的扭轉阻尼有著不同的要求,而普通雙質量飛輪的扭轉特性無法根據不同工況進行調節,這嚴重制約了雙質量飛輪對傳動系扭振的衰減效果。本文結合磁流變液在磁場作用下流變特性可瞬間發生變化的特性,設計并制作了新型扭轉減振器-磁流變液雙質量飛輪,通過仿真和試驗曲線證實了其動態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動機臺架試驗,測量了磁流變液雙質量飛輪在怠速、勻速、加速、減速、點火及熄火工況時對扭轉振動的衰減性能,并與普通雙質量飛輪進行對比,驗證了磁流變液雙質量飛輪在各個工況下性能的優越性。

1 基本結構和工作原理

磁流變液雙質量飛輪結構如圖1所示。其中,外轉子和第一飛輪構成第一質量,第一質量與發動機曲軸相連;內轉子和第二飛輪構成第二質量,第二質量與變速箱相連;第一、二飛輪之間安裝了弧形螺旋彈簧;內、外轉子間的空隙充滿了磁流變液。

圖1 磁流變液雙質量飛輪

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

2 建模仿真及試驗驗證

為檢驗設計的磁流變液雙質量飛輪的動態特性,建立了基于AMESim的磁流變液雙質量飛輪模型,如圖2所示。該模型是由普通雙質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激勵,右端固定端提取扭矩輸出,進而進行數據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量飛輪模型的準確性,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量飛輪預扭20°,然后對其施加扭轉幅值分別為1 °和2 °的正弦扭轉激勵,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量飛輪的動態特性。

從動態特性曲線可以看出,磁流變液雙質量飛輪的動剛度和滯后角受扭轉激勵幅值、勵磁線圈電流等因素的影響。隨著扭轉幅值的增加,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量飛輪與普通雙質量飛輪的一個重要區別,故可在發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,從而實現對車輛傳動系扭振的實時控制。

3 發動機臺架試驗

3.1 試驗臺架及控制模型

為驗證磁流變液雙質量飛輪對傳動系扭轉振動的衰減性能,對其進行發動機臺架試驗,并與普通的雙質量飛輪(二者第一飛輪、第二飛輪、弧形彈簧的結構和參數都相同)進行比較,驗證了磁流變液雙質量飛輪性能的優越性。試驗儀器和臺架如圖8所示,其中雙質量飛輪的第一質量與發動機曲軸相連,第二質量與測功機連接,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,采集發動機曲軸和測功機輸出軸的平均轉速。

圖8 試驗儀器(左)及試驗臺架(右)

試驗臺架的數據采集和控制系統采用dSPACE 1103實時系統,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速、發動機曲軸的平均轉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。

通過調節臺架中發動機的控制系統來模擬汽車的怠速、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的當量阻力矩來模擬傳動系及車輪承受的力矩,比較磁流變液雙質量飛輪和普通雙質量飛輪在各個工況下對發動機扭振的衰減性能。

3.2 試驗結果及分析

3.2.1 怠速工況 發動機怠速工況下普通雙質量飛輪和磁流變液雙質量飛輪第一飛輪的轉速波動情況如圖10所示。

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

圖9 控制模型

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

圖11 第一飛輪的轉速波動均方根值

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

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

將第二飛輪的時域轉速波動轉化為轉速波動均方根值,如圖15所示。由圖可知,在發動機勻速運轉工況下,相比普通雙質量飛輪,安裝磁流變液雙質量飛輪時第二飛輪的轉速波動均方根值有所下降,但效果不明顯。這主要是測功機產生的阻力矩比較平穩,發動機的工況也較為穩定,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速波動均方根值

3.2.3 加速工況 發動機加速運轉工況下普通雙質量飛輪和磁流變液雙質量飛輪第二飛輪的轉速波動如圖16所示。

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

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

圖17 加速運轉工況下第二飛輪轉速波動均方根值

3.2.4 減速工況 發動機減速運轉工況下普通雙質量飛輪和磁流變液雙質量飛輪第二飛輪的轉速波動如圖18所示。

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

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

圖19 減速運轉工況下第二飛輪轉速波動均方根值

3.2.5 點火工況 發動機點火工況下普通雙質量飛輪和磁流變液雙質量飛輪第一飛輪的轉速波動如圖20所示。

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

3.2.6 熄火工況 發動機熄火工況下普通雙質量飛輪和磁流變液雙質量飛輪第一飛輪的轉速波動如圖21所示。

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

(a)普通雙質量飛輪

(b)磁流變液雙質量飛輪

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

4 結 論

(1)基于AMESim對設計的磁流變液雙質量飛輪進行建模仿真分析,獲得了不同扭轉激勵幅值、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確性。結果表明,磁流變液雙質量飛輪的動態特性可由電流控制。

(2)結合磁流變液雙質量飛輪動態特性可由電流控制的特性,建立了相應的控制模型,并搭建了發動機試驗臺架,通過試驗比較了磁流變液雙質量飛輪與普通雙質量飛輪在怠速、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:磁流變液雙質量飛輪在各個工況下對傳動系扭振的衰減性能都要優于普通雙質量飛輪。

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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。

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

10.7652/xjtuxb201406022

U463.2

:A

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