重型液力自動(dòng)變速器換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性優(yōu)化研究

董 勇，吳懷超，曹 剛，楊 炫

（貴州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，貴州 貴陽(yáng) 550025）

1 引言

重型液力自動(dòng)變速器是指標(biāo)定輸入扭矩為900N·m以上的液力自動(dòng)變速器，因其具有優(yōu)越的自動(dòng)調(diào)節(jié)和連續(xù)動(dòng)力換擋能力，主要應(yīng)用于重型自卸汽車、大型客車以及特種車輛等領(lǐng)域[1]。換擋電磁作為重型液力自動(dòng)變速器換擋液壓控制系統(tǒng)中的核心元件，其參數(shù)對(duì)換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性有著決定性的影響，若選取的換擋電磁閥參數(shù)不當(dāng)，會(huì)造成自激振動(dòng)，導(dǎo)致?lián)Q擋電磁閥油壓不穩(wěn)定，進(jìn)而影響換擋過(guò)程中的換擋品質(zhì)[2-4]。因此，針對(duì)重型液力自動(dòng)變速器的換擋品質(zhì)控制需求，對(duì)影響換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性參數(shù)進(jìn)行合理的設(shè)計(jì)及優(yōu)化是研究的關(guān)鍵點(diǎn)。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)換擋電磁閥展開(kāi)了一定研究。文獻(xiàn)[5]對(duì)換擋電磁閥的具體結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了設(shè)計(jì)計(jì)算，仿真結(jié)果表明，所設(shè)計(jì)出換擋電磁閥的輸出油壓變化曲線符合離合器結(jié)合過(guò)程油壓變化規(guī)律。文獻(xiàn)[6]采用有限元法對(duì)電磁閥的電磁鐵展開(kāi)了一定研究，分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)電磁力的輸出影響。

文獻(xiàn)[7]采用遺傳算法對(duì)部分結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：所提出的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法提高了電磁閥輸出油壓的動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間，降低了輸出油壓的超調(diào)量。文獻(xiàn)[8]對(duì)影響換擋閥動(dòng)態(tài)特性的結(jié)構(gòu)參數(shù)采用遺傳算法進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過(guò)仿真和測(cè)試結(jié)果對(duì)比表明，優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)參數(shù)達(dá)到了改善換擋閥的動(dòng)態(tài)特性的目的。然而，以上所研究的電磁閥和換擋閥適用于功率較小的液力自動(dòng)變速器，針對(duì)應(yīng)用于功率較大的重型液力自動(dòng)變速器的換擋電磁閥，更是鮮有學(xué)者從電磁閥和換擋閥參數(shù)對(duì)換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性影響展開(kāi)研究。

針對(duì)以上問(wèn)題，這里通過(guò)AMESim仿真平臺(tái)，展開(kāi)重型液力自動(dòng)變速器換擋電磁閥參數(shù)對(duì)其油壓動(dòng)態(tài)特性的影響研究，并采用遺傳算法（Genetic Algorithm，GA），對(duì)重型液力自動(dòng)變速器換擋電磁閥的參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，以此提高換擋電磁閥的輸出油壓動(dòng)態(tài)特性，達(dá)到改善重型液力自動(dòng)變速器的換擋品質(zhì)、乘坐的舒適性和提高使用壽命的目的。

2 換擋電磁閥的工作原理

重型液力自動(dòng)變速器換擋控制液壓系統(tǒng)中換擋電磁閥包括電磁閥和換擋閥兩部分，各部分的結(jié)構(gòu)及工作原理如下。

2.1 電磁閥的結(jié)構(gòu)及工作原理

換擋電磁閥中的電磁閥有常開(kāi)式和常閉式兩種類型。如圖1所示，常開(kāi)式電磁閥工作過(guò)程為：當(dāng)電磁閥未受到來(lái)自控制器（Transmission Control Unit，TCU）的脈沖信號(hào)時(shí)，即電磁閥未得電時(shí)，在電磁閥彈簧預(yù)緊力作用下頂桿和鋼球右移，從而使供油口打開(kāi)，泄油口被關(guān)閉，控制油口和進(jìn)油口油路接通，控制油壓推動(dòng)換擋閥閥芯使換擋閥移動(dòng)；而當(dāng)電磁閥得電時(shí)，頂桿和鋼球在電磁力和液動(dòng)力作用下克服彈簧預(yù)緊力左移，進(jìn)而使鋼球阻塞供油口，泄油口被打開(kāi)，最終使控制油口和泄油口接通，實(shí)現(xiàn)回油。常閉電磁閥的工作原理與常開(kāi)電磁閥的工作原理正好相反。

圖1 常開(kāi)式電磁閥結(jié)構(gòu)及工作原理圖Fig.1 The Working Principle of Solenoid Valve

2.2 換擋閥的結(jié)構(gòu)及工作原理

當(dāng)兩位三通常開(kāi)式電磁閥不通電時(shí)，其工作在左位，控制油液經(jīng)電磁閥到換擋閥控制腔Vh1逐漸建立起油壓，當(dāng)控制壓力足以克服換擋閥彈簧預(yù)緊力時(shí)換擋閥閥芯向下移動(dòng)，換擋閥的溢流口逐漸被關(guān)閉，而減壓口打開(kāi)，使主油路的油液經(jīng)換擋閥的減壓口流至離合器的液壓缸并建立起離合器油壓，最終實(shí)現(xiàn)離合器的結(jié)合，如圖2所示。當(dāng)兩位三通常開(kāi)式電磁閥通電時(shí)，其工作處于右位，控制油液被截?cái)?，此時(shí)換擋閥控制腔Vh1油液經(jīng)電磁閥后實(shí)現(xiàn)泄壓，而換擋閥的閥芯在復(fù)位彈簧的作用下向上移動(dòng)，致使換擋閥的減壓口關(guān)閉，主油路油液被換擋閥閥芯所截?cái)?，另外換擋閥的溢流口打開(kāi)，使離合器液壓缸中的油液經(jīng)換擋閥的溢流口與泄壓油路相接通而實(shí)現(xiàn)泄壓，以此實(shí)現(xiàn)離合器的分離。

圖2 換擋閥結(jié)構(gòu)及工作原理圖Fig.2 The Structure and Working Principle of Shift Valve

3 換擋電磁閥數(shù)學(xué)模型

根據(jù)前文對(duì)換擋電磁閥的工作原理分析，可分別建立電磁閥和換擋閥的數(shù)學(xué)模型為：

（1）鋼球的動(dòng)力學(xué)平衡方程：

式中：Sd—控制油壓在鋼球上的有效作用面積；pc—控制油壓；Fd—電磁力；Md—鋼球質(zhì)量；Cd—鋼球粘性阻尼系數(shù)；Kd—電磁閥彈簧剛度系數(shù)；xd—鋼球位移；xd0—電磁閥彈簧預(yù)壓縮量；Fds—鋼球瞬態(tài)液動(dòng)力；Fdw—鋼球的穩(wěn)態(tài)液動(dòng)力。

（2）換擋閥控制腔與自反饋腔的流量連續(xù)性方程：

換擋閥控制腔流量連續(xù)性方程：

式中：Sh1—換擋閥控制腔控制油壓ph1有效作用面積；qx—蓄能器流量；xs—換擋閥閥芯運(yùn)動(dòng)位移；Vh1—換擋閥控制腔容積；βe—油液的彈性模量。

換擋閥自反饋腔流量連續(xù)性方程：

式中：pHL—換擋閥輸出油壓；Vh2—換擋閥自反饋腔容積；Sh2—換擋閥自反饋腔反饋油壓ph2有效作用面積；Cdz—阻尼孔流量系數(shù)；Sdz—阻尼孔面積。

（3）換擋閥閥芯的動(dòng)力學(xué)平衡方程：

式中：Sh1、Sh2—換擋閥芯控制腔油壓ph1和自反饋腔油壓ph2有效作用面積；Kh—換擋閥彈簧剛度系數(shù)；xh0—換擋閥彈簧預(yù)壓縮；Mh—換擋閥閥芯質(zhì)量；Ch—換擋閥芯粘性阻尼系數(shù)；Fhs—換擋閥閥芯瞬態(tài)液動(dòng)力；Fhw—換擋閥閥芯穩(wěn)態(tài)液動(dòng)力。

4 AMESim建模及相關(guān)參數(shù)分析

由前文對(duì)換擋電磁閥工作原理分析并結(jié)合其數(shù)學(xué)模型，利用AMESim 搭建換擋電磁閥油壓動(dòng)態(tài)特性仿真模型，如圖3 所示。仿真參數(shù)設(shè)置仿真時(shí)間為6s，采樣頻率0.1s，仿真過(guò)程中假設(shè)液壓油液為理想液體，且忽略油液泄露的影響，仿真參數(shù)設(shè)置值，如表1所示。

表1 仿真建模主要參數(shù)表Tab.1 Parameters of Shift Solenoid Valve Model

4.1 換擋電磁閥的仿真

為仿真常開(kāi)式換擋電磁閥的工作過(guò)程，使電磁閥前3s不得電后3s得電，6s內(nèi)電磁力變化，如圖4所示。換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性曲線，如圖5所示。

圖4 電磁力變化曲線Fig.4 Electromagnetic Force Variation Curve

由仿真結(jié)果可知，電磁閥未得電時(shí)，控制油液經(jīng)電磁閥到換擋閥控制腔后建立起油壓并推動(dòng)換擋閥閥芯移動(dòng)，主油壓pm接通，換擋閥輸出油壓為pHL；電磁閥得電時(shí)，控制油液被截?cái)啵藭r(shí)換擋閥閥芯在復(fù)位彈簧下回到初始位置，輸出油壓為背壓py。但由圖5的換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性曲線易見(jiàn)，在換擋過(guò)程中，雖換擋電磁閥控制腔油壓有輕微波動(dòng)能大致滿足工作需求，但其輸出油壓pHL波動(dòng)十分顯著，油壓動(dòng)態(tài)特性較差，也必然會(huì)產(chǎn)生換擋沖擊，影響換擋品質(zhì)。

圖5 換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性曲線Fig.5 Dynamic Characteristics of Pressure for Shift Solenoid Valve

4.2 換擋電磁閥參數(shù)對(duì)輸出油壓動(dòng)態(tài)特性影響分析

為確定相關(guān)換擋電磁閥參數(shù)對(duì)其輸出油壓動(dòng)態(tài)特性的影響，在保證主油壓輸出的穩(wěn)定性的條件下，從電磁閥的鋼球直徑db、換擋閥閥芯質(zhì)量Mh和阻尼孔直徑dz這三個(gè)換擋電磁閥參數(shù)進(jìn)行輸出油壓的動(dòng)態(tài)特性仿真分析。

4.2.1 電磁閥的鋼球直徑db

在保持其他仿真參數(shù)不變條件下，將電磁閥鋼球直徑分別預(yù)設(shè)為2.8mm、3.2mm 和4.2mm 進(jìn)行仿真。由圖6（a）的仿真結(jié)果中可看出，隨鋼球直徑db的增大，輸出油壓pHL的波動(dòng)頻率減??；而隨鋼球直徑db繼續(xù)增大輸出油壓pHL波動(dòng)頻率又會(huì)增加，這是由于隨鋼球直徑增加，控制油壓pc在鋼球上的液動(dòng)力也隨之增大，當(dāng)液動(dòng)力大于電磁閥彈簧預(yù)緊力時(shí)會(huì)改變控制油液的通流面積，進(jìn)而影響輸出油壓pHL。因此，電磁閥鋼球直徑不宜太大或者太小。

4.2.2 換擋閥閥芯質(zhì)量Mh

亦保持其他仿真參數(shù)不變的情況下，預(yù)設(shè)換擋閥閥芯質(zhì)量分別為0.10kg、0.15kg和0.18kg進(jìn)行仿真。由圖6（b）的仿真動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性曲線可見(jiàn)，隨其質(zhì)量Mh的增大，輸出油壓pHL的波動(dòng)頻率減小，但其波動(dòng)峰值卻隨質(zhì)量的增加而增大，使得輸出油壓的動(dòng)態(tài)特性變差，由此可見(jiàn)換擋閥閥芯質(zhì)量不能過(guò)大。

4.2.3 阻尼孔直徑dz

同樣保證其他參數(shù)不變，僅改變阻尼孔直徑分別為0.6mm、1.2mm和1.3mm。阻尼孔直徑dz增加，則進(jìn)入到換擋閥自反饋腔的流量亦會(huì)隨之增加，使自反饋腔的油壓ph2發(fā)生變化，進(jìn)而影響輸出油壓pHL。由圖6（c）仿真結(jié)果，隨其直徑dz增加，輸出油壓pHL的波動(dòng)峰值增大，且波動(dòng)頻率增加，故阻尼孔的直徑不能過(guò)大。

圖6 不同換擋電磁閥參數(shù)下的輸出油壓動(dòng)態(tài)特性曲線Fig.6 Pressure Response Characteristic of Shift Solenoid Valve with Different Parameters

5 換擋電磁閥參數(shù)優(yōu)化

根據(jù)前文不同換擋電磁閥參數(shù)對(duì)換擋電磁閥的輸出油壓響應(yīng)特性的仿真分析可知，電磁閥的鋼球直徑、換擋閥閥芯質(zhì)量和阻尼孔直徑這三者參數(shù)對(duì)換擋電磁閥的輸出油壓響應(yīng)特性的影響較大。因此，為提高換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性，需對(duì)這三者換擋電磁閥參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

5.1 優(yōu)化設(shè)計(jì)目標(biāo)函數(shù)

ITAE準(zhǔn)則是系統(tǒng)期望輸出與實(shí)際輸出之間偏差的函數(shù)對(duì)時(shí)間的積分表示的一種性能評(píng)價(jià)指標(biāo)，在優(yōu)化設(shè)計(jì)中有較好的方便性和實(shí)用性，能夠反映系統(tǒng)的綜合控制性能[9-10]。針對(duì)換擋電磁閥的快速響應(yīng)要求，其響應(yīng)時(shí)間與換擋電磁閥動(dòng)態(tài)系統(tǒng)的瞬態(tài)油壓響應(yīng)誤差有關(guān)，采用ITAE準(zhǔn)則能兼顧到換擋電磁閥的快速響應(yīng)時(shí)間要求和該動(dòng)態(tài)系統(tǒng)的瞬態(tài)油壓響應(yīng)誤差要求。因此，可建立換擋電磁閥最佳輸出油壓動(dòng)態(tài)特性的優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)為：

式中：J—目標(biāo)函數(shù)；ω1、ω2—權(quán)重系數(shù)，且ω1+ω2=1；pE(t)—換擋電磁閥輸出油壓的期望值；pT(t)—換擋電磁閥輸出的實(shí)際油壓值。

5.2 換擋電磁閥優(yōu)化參數(shù)范圍設(shè)置

除了將上述影響油壓特性的三個(gè)換擋電磁閥參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化外，這里還將電磁閥彈簧剛度系數(shù)Kd、電磁閥的彈簧預(yù)壓縮量xd0和換擋閥的彈簧剛度系數(shù)Kh也作為優(yōu)化參數(shù)。換擋電磁閥參數(shù)優(yōu)化范圍，如表2所示。

表2 換擋電磁閥參數(shù)優(yōu)化范圍表Tab.2 The Optimization Scope of Parameters in Shift Solenoid Valve

5.3 優(yōu)化過(guò)程及結(jié)果仿真對(duì)比

AMESim不僅是一款建模仿真平臺(tái)仿真軟件，在它的工具箱中還為用戶提供了遺傳算法（GA）和NLPQL 算法這兩種優(yōu)化算法。遺傳算法作為實(shí)用性較強(qiáng)的優(yōu)化算法，具有內(nèi)在隱并行性和全局選優(yōu)能力，而NLPQL算法對(duì)參數(shù)的初值敏感性較大，當(dāng)其找到一個(gè)局部最優(yōu)量尋優(yōu)工作立即停止[11-12]。

為尋求換擋電磁閥參數(shù)優(yōu)化范圍內(nèi)最優(yōu)解，這里利用搭建好的換擋電磁閥仿真模型，采用AMESim內(nèi)嵌遺傳算法對(duì)影響換擋電磁閥油壓動(dòng)態(tài)特性的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

根據(jù)換擋電磁閥優(yōu)化參數(shù)范圍設(shè)定遺傳算法屬性，具體為：種群數(shù)量為30，復(fù)制率為80%，執(zhí)行的終止遺傳代數(shù)為30，變異概率1%，變異幅值為0.01，適度函數(shù)選為：f=1/(J+0.01)。

優(yōu)化后所得到各優(yōu)化后換擋電磁閥的參數(shù)值，具體，如表3所示。且優(yōu)化前后換擋電磁閥控制腔油壓和輸出油壓動(dòng)態(tài)特性曲線，如圖7所示。

表3 優(yōu)化后的換擋電磁閥結(jié)構(gòu)參數(shù)值Tab.3 The Optimized Structural Parameters of Shift Solenoid Valve

由圖7 可看出，優(yōu)化后：當(dāng)常開(kāi)式電磁閥未得電的（0～3）s內(nèi)，控制腔油壓和輸出油壓波動(dòng)均顯著降低，換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)性能得到了較大地改善，大大減小了換擋沖擊；在（3～6）s內(nèi)常開(kāi)式電磁閥通電，控制腔油壓較優(yōu)化前有所減小，從而使換擋閥進(jìn)一步截?cái)嘀饔蛪?，更加保證了換擋電磁閥在換擋過(guò)程中的工作可靠性。

圖7 優(yōu)化前后換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性對(duì)比Fig.7 Dynamic Characteristics of Pressure for Shift Solenoid Valve Before and After Optimization

綜上所述，經(jīng)遺傳算法優(yōu)化后的換擋電磁閥參數(shù)使換擋電磁閥的油壓動(dòng)態(tài)特性得到了非常顯著地改善，從而大大提高了換擋電磁閥原設(shè)計(jì)參數(shù)的合理性。

6 結(jié)論

（1）從電磁閥鋼球直徑db、換擋閥閥芯質(zhì)量Mh和阻尼孔直徑dz展開(kāi)換擋電磁閥的輸出油壓動(dòng)態(tài)特性的影響仿真分析，仿真結(jié)果表明：后兩者參數(shù)對(duì)輸出油壓動(dòng)態(tài)特性的影響更為顯著。

（2）采用AMESim內(nèi)嵌遺傳算法（GA），對(duì)換擋電磁閥參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，優(yōu)化后仿真結(jié)果表明：在（0～3）s內(nèi)的換擋電磁閥控制腔油壓和輸出油壓動(dòng)態(tài)特性得到了顯著改善，且在（3～6）s內(nèi)控制腔油壓較優(yōu)化前更小，更加保證了換擋過(guò)程中的工作可靠性。