电动车用可控式离心离合器力矩特性
宋海军 1,2 , 宋健 1 , 方圣楠 1 , 李飞 1 , 台玉琢 1 , TRUONGSinh Nguyen 1     
1. 清华大学 汽车安全与节能国家重点实验室, 北京 100084;
2. 装甲兵工程学院 机械工程系, 北京 100072
摘要:接合速度和力矩调节特性建模是可控式离心离合器在电动车自动变速器上应用的关键。该文首先通过分析离合器力矩特性的影响因素,建立了离心蹄块摩擦接合状态的力矩平衡方程,得到离合器力矩原始解析模型。其次,对离心蹄块的均布离心力和蹄鼓间接触压力合理简化,进一步得到离合器力矩β解析模型。对β为0°~90°的离合器接合速度调节特性和力矩调节特性进行计算分析,结果表明:该模型能够满足电动车用自动变速器对离合器特性的要求。最后,建立离合器虚拟样机,对离合器力矩调节特性进行验证,结果表明β解析模型能够反映离合器力矩调节基本特性。
关键词离心离合器    电动车    解析模型    接合速度    力矩调节    
Torque characteristics of a controllable centrifugal clutch for electric vehicles
SONG Haijun1,2, SONG Jian1, FANG Shengnan1, LI Fei1, TAI Yuzuo1, TRUONG Sinh Nguyen1     
1. State Key Laboratory of Automotive Safety and Energy, Tsinghua University, Beijing 100084, China;
2. Department of Mechanical Engineering, Academy of Armored Forces Engineering, Beijing 100072, China
Abstract: The adjustments of the engaged speed and torque is key for the control of centrifugal clutchs in electric vehicles automatic transmission. The factors affecting the clutch torque characteristics were analyzed to model the contact torque on the centrifugal shoe. The models for the uniform centrifugal force on the centrifugal shoe and the contact pressure between the shoe and drum are simplified to get an analytical expression for the clutch torque β. The regulation characteristics of the clutch engage speed and the torque about β are analyzed for speeds of 0° to 90° for automatic transmissions for electric vehicles. A virtual clutch prototype is used to verify the clutch torque regulation characteristics. The results show that the basic characteristics of the clutch torque regulation well are reflected by the β-model.
Key words: centrifugal clutch     electric vehicle     analytical model     contact speed     torque regulation    

纯电动汽车是新能源汽车技术一个重要发展方向。目前动力电机高效率工作范围仍不足以满足汽车各种工况,因此适合于纯电动汽车的变速器受到关注。现有自动变速器的离合器多采用液压执行机构,需要装配电驱动的液压泵等液压系统,从而降低电动车的经济性[1-2]。两挡动力换挡自动变速器可满足电动车对经济性和换挡舒适性的要求[3-4],该变速器采用的可控式离心离合器摩擦副压力由离心蹄块离心力来提供,不附加加压部件,可实现常开和常闭2种状态,但离合器的速度接合点和离合器力矩的调节特性需要进一步研究[5]

传统离心式离合器接合点是在一个确定的速度点,传递力矩较小,且转动速度不宜常时间处于滑磨速度区域。现有研究多集中在增加离心式离合器传递力矩方面[6]。而可控式离心离合器的接合速度点可调节,传递力矩大,且滑磨速度区域可控。可控式离心离合器的摩擦副是蹄鼓式的,但与现有蹄鼓式制动器的促动力有明显区别,前者是离心蹄块均布式离心力,后者是制动蹄促动端的集中力,现有研究多集中于鼓式制动器,而对均布式离心力的摩擦副研究较少[7]。接合速度调节性能和接合后的力矩调节特性获取是实现动力换挡的关键。本文主要对可控式离心离合器的上述特性进行研究,为其在两挡动力换挡自动变速器上应用提供理论依据。

1 可控式离心离合器力矩特性影响因素分析

可控式离心离合器主要包括本体和调节装置,如图 1所示。相对于传统离心离合器,可控式离心离合器增加了调节装置。

图 1 可控式离心离合器

离合器本体包括外鼓、含摩擦片的离心蹄块、转盘和调节臂,如图 2所示。可控式离心离合器采用力臂调节原理,通过带弹簧的调节臂相对离心蹄块的转动,改变阻止离心蹄块张开的作用力臂,调节阻止离心蹄块张开的力矩,从而对离合器的力矩进行控制[5]。本文中的离合器力矩是指以转盘转轴为参考轴,2块离心蹄块的摩擦片对外鼓的摩擦力所产生的力矩。在分析离合器力矩影响因素时,用到的另一个参考轴是离心蹄块转销。以离心蹄块转销为参考,可控式离心离合器力矩特性主要取决于3个因素:离心蹄块离心力产生的力矩、含弹簧的调节臂所产生的阻止离心蹄块张开的力矩、接合后摩擦力所产生的力矩。

图 2 可控式离心离合器本体

1.1 离心蹄块离心力的力矩

以离心蹄块转销为参考,包含摩擦片的离心蹄块转动时的离心力为

$ {F_{{\rm{cen}}}} = \int_{{r_{\rm{s}}}}^{{r_{\rm{f}}}} {\int_0^{{\alpha _{\rm{f}}}} {\rho rbr{\omega ^2}{\rm{d}}\alpha {\rm{d}}h} } . $ (1)

其中:r为离心蹄块微元相对离合器转轴的旋转半径,dα为离心蹄块微元相对于转销的周向角度,b为离心蹄块轴向厚度,dh为离心蹄块微元径向厚度,ρ为离心蹄块的材料密度,ω为转盘转速,rsrf分别为离心蹄块的内径和外径,αf为离心蹄块圆周方向上末端相对转销的角度。

以离心蹄块转销为参考,离心蹄块离心力产生的力矩为

$ {M_{{\rm{cen}}}} = \int_{{r_{\rm{s}}}}^{{r_{\rm{f}}}} {\int_{ - {\alpha _{{\rm{f}} - }}}^{{\alpha _{{\rm{f + }}}}} {\rho rbr{\omega ^2}{r_0}{\rm{sin}}\alpha {\rm{d}}\alpha {\rm{d}}h} } . $ (2)

其中:r0为蹄销作用半径,是离心蹄块转销轴线到转盘转轴轴线的距离;αf+αf-是离心蹄块圆周方向上末端相对转销的周向角度。图 3中,离心蹄块内圆圆心O和转销孔中心线构成的平面将含摩擦片的离心蹄块分成2部分A和B:离心蹄块A部,周向逆时针方向角度为αf+,离心力产生使离心蹄块张开的力矩;离心蹄块B部,周向顺时针方向角度为αf-,离心力产生阻止离心蹄块张开的力矩。

图 3 含摩擦片的离心蹄块

1.2 含弹簧的调节臂的力矩

离合器在达到特定转速时,离合器会自动接合。对于电动车用两挡动力换挡自动变速器,调节臂的弹簧要保证在达到换挡车速us前,离合器是不能接合的,此时调节臂相对转销的周向转角β为90°,调节臂的力臂为r0,可以确定此时弹簧的拉力为

$ {F_{{\rm{spr1}}}} = \frac{{{M_{{\rm{cen\_}}{u_{\rm{s}}}}}}}{{{r_0}}}. $ (3)

含弹簧的调节臂相对转销的周向转角为β(0°≤β≤90°)时,以离心蹄块转销为参考,调节臂弹簧所产生的力矩为

$ {M_{{\rm{spr1}}}} = {F_{{\rm{spr1}}}}{r_0}\sin \beta . $ (4)

以离心蹄块转销为参考,当Mspr1 > Mcen时,离合器处于分离状态;当Mspr1 < Mcen时,离合器处于接合状态。上述的分离和接合2种状态,均可长时间保持,实现常开和常闭2种状态。离心离合器由分离状态向接合状态转换时,

$ {M_{{\rm{spr1}}}} - {M_{{\rm{cen}}}} = 0. $ (5)

使调节臂处于不同的β,便可获得相应的接合转速ωc,实现对离心离合器的接合速度控制。

1.3 接合后摩擦力的力矩

以离心蹄块转销为参考,离心蹄块摩擦片摩擦力所产生的力矩为

$ {M_{\rm{F}}} = \pm \int_{{\gamma _1}}^{{\gamma _2}} {f\left( {{r_{\rm{f}}} - {r_{\rm{0}}}\cos \gamma } \right)\Delta N{\rm{d}}\gamma } . $ (6)

其中:f为摩擦片与外鼓的摩擦因数,ΔN为离心蹄块摩擦片微元与外鼓间压力,dγ为摩擦片与外鼓接触面微元相对转销的周向角度,rf为摩擦片外径,γ1γ2为摩擦片周向的两端相对于转销的角度。

依据离心蹄块旋转方向不同,以离心蹄块转销为参考,接合后摩擦力产生的力矩有2种情况:1) 增力方向,摩擦力产生力矩与离心力所产生力矩方向一致,MF取正;2) 减力方向,摩擦力产生力矩与离心力所产生力矩方向相反,MF取负。

相对于分离状态,离合器接合后弹簧长度发生变化,弹簧力变为Fspr2,相应的调节臂弹簧所产生的力矩为

$ {M_{{\rm{spr2}}}} = {F_{{\rm{spr2}}}}{r_0}\sin \beta . $ (7)

以离心蹄块转销为参考,离心蹄块摩擦片与外鼓间的压力所产生的力矩为

$ {M_N} = \int_{{\gamma _1}}^{{\gamma _2}} {\sin \gamma {r_0}\Delta N{\rm{d}}\gamma } . $ (8)

离合器接合后存在以下力矩平衡:

$ {M_N} + {M_{{\rm{spr2}}}} - {M_{\rm{F}}} - {M_{{\rm{cen}}}} = 0. $ (9)

由式(9) 可求得离心蹄块摩擦片微元与外鼓间压力ΔN。以离合器转轴为参考,离合器力矩的原始解析模型表达式为

$ {M_{{\rm{clt}}}} = 2\int_{{\gamma _1}}^{{\gamma _2}} {{r_{\rm{f}}}f\Delta N{\rm{d}}\gamma } . $ (10)
2 可控式离心离合器力矩的β解析模型

离心蹄块形状不规则,按式(1) 对离心力进行计算较为困难。离心蹄块摩擦片微元与外鼓间压力ΔN的求取也较困难,所以利用式(10) 求解离合器力矩也是困难的。为此,对离心力和离心蹄块摩擦片微元与外鼓间压力进行简化,建立可控式离心离合器力矩的β解析模型,用来说明可控式离心离合器力矩与调节臂角度β间的解析关系。

2.1 离心蹄块离心力的力矩

离心蹄块包含调节轨道和多个特殊结构,直接求解离心力较为困难,在此将离心蹄块分布式离心力简化为质心点集中力,因此,以离心蹄块转销为参考,式(2) 中的离心蹄块离心力的力矩可表示为

$ {M_{{\rm{cen}}}} = {m_1}{r_1}{\omega ^2}{r_{11}} - {m_2}{r_2}{\omega ^2}{r_{22}}. $ (11)

其中:r1r2分别为离心蹄块A部分和B部分质心到离合器轴心的距离,即质心的旋转半径;r11r12分别为离心蹄块A部分和B部分质心离心力作用线到转销的距离。此处将离心蹄块的分布式离心力简化为质心点的集中力,与鼓式制动器的端部集中力的作用情况仍是有区别的。

结合式(5),可得可控式离心离合器接合速度为

$ {\omega _{\rm{c}}} = \sqrt {\frac{{{F_{{\rm{spr1}}}}{r_0}\sin \beta }}{{{m_1}{r_1}{r_{11}} - {m_2}{r_2}{r_{22}}}}} . $ (12)
2.2 接合后摩擦力的力矩

可控式离心离合器的摩擦副是蹄鼓式的,通常认为鼓式制动器蹄鼓间压力成余弦分布,但文[7-9]认为越靠近制动蹄促动部件,压力越大,这与鼓式制动器的结构和制动器驱动力的集中作用机理有关。而离心离合器的离心力与鼓式制动器驱动力的机理是不同的,离心力沿圆周方向是一个分布力。在此,假设摩擦片与外鼓间压力均匀分布。因此,以离心蹄块转销为参考,式(6) 中的离心蹄块摩擦片摩擦力的力矩可表示为

$ {M_{\rm{F}}} = \pm \frac{{Nf}}{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}\int_{{\gamma _1}}^{{\gamma _2}} {\left( {{r_{\rm{f}}} - {r_{\rm{0}}}\cos \gamma } \right){\rm{d}}\gamma } . $ (13)

其中:N为摩擦片与外鼓接触面间的压力;转盘转动方向为增力方向时,MF取正值;转盘转动方向为减力方向时,MF取负值。

以离心蹄块转销为参考,离心蹄块摩擦片与外鼓间的压力所产生的力矩为

$ {M_N} = \frac{N}{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}\int_{{\gamma _1}}^{{\gamma _2}} {\sin \gamma {r_0}{\rm{d}}\gamma } . $ (14)

将式(7)、(11)、(13) 和(14) 代入式(9),可求得离心蹄块摩擦片与外鼓间压力N

以离合器转轴为参考,式(10) 中的离合器力矩可表示为

$ {M_{{\rm{clt}}}} = 2\frac{N}{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}\int_{{\gamma _1}}^{{\gamma _2}} {{r_f}f{\rm{d}}\gamma } . $ (15)

所以,可控式离心离合器β解析模型表达式为

$ {M_{{\rm{clt}}}} = \frac{{{F_{{\rm{spr2}}}}{r_0}\sin \beta - {\omega ^2}\left( {{m_1}{r_1}{r_{11}} - {m_2}{r_2}{r_{22}}} \right)}}{{\frac{{ \pm f\left( {{r_f} - {r_0}{k_1}} \right) - 2{r_0}{k_2}}}{{2f{r_f}}}}}. $ (16)

其中:

$ \begin{array}{l} {k_1} = \frac{2}{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}\cos \left( {\frac{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}{2}} \right)\sin \left( {\frac{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}{2}} \right),\\ {k_2} = \frac{2}{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}\sin \left( {\frac{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}{2}} \right)\cos \left( {\frac{{{\gamma _2} - {\gamma _1}}}{2}} \right)。\end{array} $

对于确定的可控式离心离合器,k1k2是一个确定的值,离合器力矩不再唯一取决于离合器的转速ω,而是更多由调节臂角度β来控制。

2.3 计算分析

两挡动力换挡自动变速器样机中的可控式离心离合器部分参数见表 1,摩擦片采用非石摩擦材料,f为0.4,其他部件采用45钢。在Solidworks中进行精确建模得到质心相关参数,下面利用β解析模型进行离合器力矩特性分析。

表 1 离合器部分参数
外鼓内圆直径/m 摩擦片外圆半径/m 摩擦片轴向厚度/m 摩擦片包角/(°) 蹄销作用半径
/m
蹄块轨道半径
/m
弹簧拉力
/N
0.025 0.112 5 0.038 100 0.094 0.076 1 500

当离心式离合器调节臂角度β=0°时,调节臂与2个离心蹄块的转销连线平行,弹簧对离心蹄块的张开无限制作用。本研究中的电动车变速器样机换挡时离心离合器转速在1 500 r/min附近,因此考虑离合器转盘以1 800 r/min的加速度从静止匀加速到1 800 r/min的情况,离合器力矩随转盘转速的变化趋势呈现一个开口向上的抛物线状,如图 4所示。

图 4 β=90°的离心式离合器力矩变化

采用可控式离心离合器的自动变速器,由转盘带动的离心蹄在达到一定转速前不能与外鼓接合。当β=90°时,调节臂轴线与两转销连线垂直,调节臂弹簧可以保证离心蹄在达到接合点速度前不张开。但另一个结果是,在达到接合点后,离合器力矩较小,如图 5所示。在转盘转速ω=1 486 r/min时,Mspr2=Mcen=158.2 N·m,离合器开始接合,但离合器力矩为0;而当ω=1 800 r/min时,离合器力矩Mclt=158.2 N·m,远小于图 4中的496.5 N·m。

图 5 β=90°时的离心式离合器力矩变化

电动车用自动变速器的换挡点必须是可调节的,可控式离心离合器通过调节臂角度β来调节接合速度,如图 6所示。当β=90°时,转盘转速ω=1 486 r/min。调节β,转盘转速在0~1 486r/min间的任意速度时,离合器可实现接合,满足变速器的要求。

图 6 离合器接合速度随β变化情况

调节臂的转动可调节离合器力矩,如图 7所示。在速度接合点,转盘转速ω=1 486 r/min保持不变,此时离心Mcen是不变的,对调节臂角度β进行调节,改变Mspr2实现对离合器力矩的调节。当β从90°开始不断减小时,离合器力矩呈现一个非线性的增加趋势。当β=0°时,可以完全消除弹簧对离心蹄张开的限制作用,离合器力矩达到339.3 N·m。

图 7 ω为1 486 r/min时的离合器力矩调节特性

依据变速器样机换挡时的匹配计算,变速器对离心离合器力矩需求不小于300 N·m。离心式离合器转盘有2个旋转方向,分别产生离合器力矩增加和减少的效果。由图 8可以看出,减力方向离合器力矩最大可以达到99.81 N·m,显然无法满足换挡的力矩需求;而增力方向离合器力矩最大可以达到339.3 N·m,完全可以满足换挡力矩需求。

图 8 ω为±1 486 r/min时的离合器力矩变化

3 虚拟样机验证

离合器接触过程涉及多个部件间的相互作用。离心蹄块的形状较为特殊,包含调节轨道、多个结构孔和异形结构,离心力的精确解析计算比较困难。摩擦片在实际的摩擦过程中会发生变形,引起接触面接触力分布的变化[10-12]。可控式离心离合器的β解析模型对离心力分布和摩擦片与外鼓接触做了适当简化,得到初步的离合器特性,借助Adams虚拟样机可以对得到的特性进行进一步的验证。

利用Solidworks建立的精确模型,对轴承、螺栓和卡环等零件进行简化,弹簧采用Adams的弹簧模块。摩擦接触的摩擦片和外鼓二者刚度有较大差异,对摩擦片进行柔性化处理,外鼓视为刚体,二者之间的接触使用柔体对刚体接触,其他部件视为刚体,建立可控式离心离合器本体的Adams虚拟样机[13]。Adams虚拟样机采用刚柔耦合分析,考虑了摩擦片的变形和摩擦片与外鼓接触面压力的实际分布情况。

3.1 调节臂相对位置不变时的离合器力矩特性

首先分析β=0°和β=90° 2种情况下调节臂相对位置不变时的离合器力矩特性。当β=0°时,离心式离合器不受弹簧的作用,离合器转盘以1 800 r/min的加速度匀加速转动,离合器力矩变化趋势如图 9所示。离合器力矩随转盘转速的变化趋势呈现一个开口向上的抛物线状,转盘转速为1 800 r/min,离合器力矩为496 N·m。

图 9 β=0°时的离心式离合器力矩变化

β=90°时,调节臂弹簧作用效果最大,离合器转盘以1 800 r/min的加速度匀加速转动,离合器力矩变化趋势如图 10所示,在0.78 s、转盘转速为1 400 r/min时,离合器开始接合,比β解析模型的速度接合点转速1 486 r/min略低,误差为5.9%。而当ω=1 800 r/min时,离合器力矩Mclt接近150 N·m,比β解析模型的速度接合点力矩158.2 N·m略小,误差为5.5%。可以看出,虚拟样机得到的结果整体变化趋势与β解析模型的分析结果较为接近,接合速度点和几个关键转速点的离合器力矩数值基本一致。

图 10 β=90°时的离心式离合器力矩变化

3.2 调节臂相对位置变化时的离合器力矩特性

在速度接合点,转盘转速为1 400 r/min保持不变,调节调节臂角度β。转盘以增力方向转动,从β=90°开始,调节臂在0.5 s内匀速反向转过90°,离合器力矩的变化情况如图 11所示。当β从90°开始不断减小时,离合器力矩呈现一个非线性增加趋势。当β=0°时,离合器力矩达到319.8 N·m,比β解析模型的速度接合点力矩339.3 N·m略低,这是因为虚拟样机的速度接合点略低于β解析模型的速度接合点。

图 11 ω为1 486 r/min时的离合器调节特性

4 结论

通过对影响可控式离心离合器力矩特性的离心蹄块离心力力矩、含弹簧的调节臂力矩和接合后摩擦力力矩进行分析,得到了离合器力矩β解析模型,该模型表明在离合器转速不变的情况下,可控式离心离合器力矩受到调节臂角度β的影响。对调节臂角度β从0°~90°的离合器力矩调节特性进行分析,结果表明:当离合器转盘采用增力方向旋转时,离合器的力矩特性可以满足电动车用两挡变速器的要求。利用离合器虚拟样机对β解析模型进行验证,结果表明β解析模型能够反映离合器力矩调节的基本特性。本研究为可控式离心离合器在电动车自动变速器上的应用提供了理论依据。本文对均布离心力作用下的蹄鼓式接触进行了简化,下一步的研究可以利用有限元方法对均布离心力作用下的蹄鼓式接触进行更为全面的研究。

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