CN117780921A - 一种基于多锥形摩擦副温度预测的amt换挡过程控制方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种基于多锥形摩擦副温度预测的AMT换挡过程控制方法，包括：可以准确预测多锥形摩擦副瞬态温度变化，并结合多锥形摩擦片的热失效临界温度确定换挡控制条件，通过控制加载压力保证多锥形摩擦副在换挡过程中最高温度低于热失效临界温度。采用有限差分法与响应面分析法建立多锥形摩擦副表面最高温度和最大温升预测模型数据库，提高了瞬态温度场预测的准确性；运用有限元软件模拟摩擦片形变情况，确定热失效临界温度；设置预警温度和安全温度并制定相应的控制策略；换挡作业时计算许用温升并推导许用加载压力，以保证摩擦片温度不超过临界温度；同时，模型对于不同多锥形摩擦副材料和变速箱工况条件均可进行设定，具有较高的适用性。
Description
技术领域
本发明涉及AMT换挡过程控制技术领域，特别涉及一种基于多锥形摩擦副温度预测的AMT换挡过程控制方法。
背景技术
目前针对AMT换挡控制策略主要是通过控制加载压力控制离合器摩擦副的分离与闭合，根据车辆换挡时间和冲击度等方面的需求，判断换挡所需求的换挡压力，控制换挡电机的输出电压，实现对离合器摩擦副换挡过程所需加载压力的控制。但基于冲击度的控制策略主要是依据离合器摩擦副的转矩特性进行，没有考虑换挡过程中高速滑摩导致的高温对于离合器性能的影响。离合器摩擦副在接合过程中，离合器钢片和摩擦片之间存在较大的转速差，在加载压力的作用下钢片与摩擦片之间发生接触，滑动摩擦产生的大量摩擦热导致摩擦副表面温度急剧升高。高温导致摩擦副材料的性能发生改变，同时伴随着热应力分布不均的现象，最终导致点蚀、热变形、翘曲等离合器热失效问题。
目前对于离合器摩擦副的温度预测主要是基于有限元仿真或有限差分方法对多片式离合器摩擦副进行研究。多锥形摩擦副是通过接触面为锥形构型的摩擦副取代片式摩擦副，增大接触面积和法向接触压力，从而提升离合器的功率密度和扭矩传递能力、减小离合器尺寸。有限元方针技术可以适应多锥形摩擦副的特殊构型，但耗时长、效率低，适用于设计阶段的分析验证，而难以满足在制定控制策略时的大量数据需求。有限差分方法在截面为矩形的多片式摩擦副温度预测中表现出较好的准确性和较高的效率，但由于多锥形摩擦副的截面结构较为复杂，并没有针对多锥构型的有限差分温度预测方法。
综上所述，需要一种通过有限差分方法预测多锥形摩擦副表面温度控制AMT换挡过程的方法，该方法具备根据不同的加载压力、相对转速、接合时间和初始温度快速准确预测多锥形摩擦副瞬态表面温度，并根据摩擦副材料的热物性设定温度阈值控制离合器的接合过程，以实现对于AMT换挡过程的控制。
发明内容
本发明针对现有技术的缺陷，提出一种基于多锥形摩擦副温度预测的AMT换挡过程控制方法，能够准确预测多锥形摩擦副接合过程的瞬态温度，并在换挡过程中根据摩擦副最高温度和实时转速控制换挡加载压力，解决了现有技术中存在的缺陷，同时为多锥形摩擦副的温度预测与温升特性研究提供理论与技术支持。
为了实现以上发明目的，本发明采取的技术方案如下：
一种基于多锥形摩擦副温度预测的AMT换挡过程控制方法，包括以下步骤：
步骤1，根据实际接触情况对多锥形摩擦副进行结构简化，运用有限差分方法求解多锥形摩擦副各节点的能量守恒方程，得到各节点瞬态温度显示差分式。
步骤2，通过理论分析计算确定实际接触压强、相对转速、导热系数、换热系数等热-力耦合边界条件，运用Matlab编程将多锥形摩擦副截面构型与节点位置在瞬态温度矩阵中对应，求解实时换热边界条件与各节点瞬态温度，建立多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型。
步骤3，多锥形摩擦副瞬态温度的影响因素包括摩擦副初始温度Ti、环境油液温度To、实际接触压强P、相对转速W和换挡时间t，在初始温度和环境油液温度恒定的情况下，根据中心复合设计方法设计响应面分析试验方案，利用多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型代替台架或实车试验，进行瞬态温度场仿真实验，得到实际接触压强、相对转速和换挡时间三个影响因素多个水平组合下的多锥形摩擦片接合过程中表面最高温度与最大温升。运用Design Expert试验数据处理软件对仿真试验结果进行响应面拟合分析，在方差分析基础上采用Stepwise模型消除不显著项，分别得到多锥形摩擦片接合过程最高温度预测模型与最大温升预测模型。
步骤4,将步骤3中实际接触压强、相对转速和换挡时间取最大水平组合时获得的单次接合过程多锥形摩擦副瞬态温度场作为初始温度场。选取多锥形摩擦片和钢片的各锥型齿顶面和沟槽中点的温度平均值作为摩擦片平均温度和多锥形钢片平均温度/>根据分离阶段与主动轴连接保持旋转的多锥形摩擦片转速Wf计算对流换热边界条件。在阶梯性变化的环境油液温度To和不同挡位摩擦片转速Wf下模拟多锥形摩擦副的散热过程，直至摩擦副完全冷却到环境油液温度，完全冷却所用时间记为tca。记录多锥形摩擦片与钢片平均温度随时间的变化函数，得到不同挡位与环境油液温度下的多锥形摩擦副冷却散热模型。
步骤5，设置阶梯性变化的摩擦副初始温度和环境油液温度，重复步骤3，得到不同摩擦副初始温度Ti和环境油液温度To下的最高温度预测模型与最大温升预测模型，建立多锥形摩擦副最高温度与最大温升预测模型数据库，根据不同温度初始条件快速确定对应的预测模型，计算多锥形摩擦片实时最高温度Tmax与最大温升TmaxR。
步骤6，运用三维建模软件UG建立多锥形摩擦副接触模型，将接触模型导入到Abaqus有限元仿真软件中，根据步骤2中计算的热-力耦合边界条件进行参数设定，模拟求解不同工况下多锥形摩擦副的温度与形变。根据形变程度确定多锥形摩擦副的热失效临界温度Tb。
步骤7，在执行换挡操作时，通过温度传感器和转速传感器测量环境油液温度To、多锥形摩擦片转速Wf和钢片转速Ws，并计算相对转速W。通过控制器控制液压元件对控制活塞施加压力，在加载压力的作用下活塞推动多锥形摩擦副完成接合过程；根据工况参数对应的预测模型计算多锥形摩擦片的实时最高温度Tmax。
步骤8，在接合过程结束后，测量环境油液温度、摩擦片转速并记录冷却时间tc，下一次接合过程开始时，比较冷却时间tc和完全冷却时间tca。若冷却时间小于完全冷却时间，则根据多锥形摩擦副冷却散热模型分别计算多锥形摩擦片和钢片的平均温度作为摩擦副初始温度；否则，认为摩擦副初始温度为环境油液温度；
步骤9，将实时最高温度Tmax与热失效临界温度Tb进行比较，当实时最高温度超过预警温度Tw时，进行驾驶人员提醒并对后续换挡行为进行控制；当实时最高温度超过安全温度Tm时，限制自动换挡行为。
步骤10，根据一般情况下换挡过程的持续时间确定多锥形摩擦副的常规接合时间tn；当多锥形摩擦片最高温度Tmax超过预警温度Tw时，将摩擦副初始温度Ti、环境油液温度和实时相对转速W代入最大温升预测模型数据库，得到最大温升与加载压力的对应关系。在需要进行换挡作业时，通过热失效临界温度Tb与摩擦片实时最高温度的差值确定许用温升[Tr]，根据许用温升[Tr]和实时相对转速Wf确定许用加载压力[Fa]，并通过控制器控制加载压力Fa不超过许用加载压力[Fa]。
进一步地，步骤1中节点能量守恒方程如下：
Ein+Eg＝Eout+Est (式1)
其中，Ein和Eout分别为流入和流出节点的能量；Eg为内热源产生的能量；Est为节点内能。由式(1)中推导出的节点瞬态温度显示差分式与节点类型及其热边界条件相关。内部节点的瞬态温度可表示为：
其中，T为节点温度；Fo为傅里叶数；p为时间节点；m和n分别为水平和垂直方向上的空间节点。非接触面换热节点的瞬态温度可表示为：
其中，Bi为毕渥数。锥形接触面节点的瞬态温度可表示为：
其中，q为接触面摩擦热流密度；ρ为材料的密度；c为材料的比热容；Δt为时间步长；Δx为空间步长。锥形接触面顶点的瞬态温度可表示为：
锥形接触面换热节点的瞬态温度可表示为：
进一步地，步骤3中最高温度预测模型和最大温升预测模型如下：
Tmax＝f(P,W,t) (式7)
TmaxR＝g(P,W,t) (式8)
其中，Tmax为摩擦片最高温度；TmaxR为摩擦片最大温升；f和g表示函数；P为实际接触压强；W为相对转速；t为接触时间。实际接触压强的计算如下：
其中，Fn法向压力；Fa为加载压力；S为名义接触面积；N为接触面数；α为锥面倾角。
进一步地，步骤4中多锥形摩擦副冷却散热模型可表示如下：
其中，和/>分别表示多锥形摩擦片和钢片的平均温度函数曲线函数。
进一步地，步骤7中相对转速W的计算公式如下：
W＝|Wf-Ws| (式12)
进一步地，步骤9中预警温度Tw和安全温度Tm的计算公式如下：
Tw＝0.7Tb (式13)
Tm＝0.95Tb (式14)
进一步地，UG替换为Solidworks。
进一步地，Abaqus替换为Ansys Fluent。
进一步地，中心复合设计方法替换为Box-Behnken设计方法。
与现有技术相比，本发明的优点在于：
通过热-力耦合边界分析和有限差分法求解节点瞬态温度，建立了多锥形摩擦副瞬态温度数值模型，模型误差小于5％，同时结合响应面试验分析方法，得到了多锥形摩擦片最高温度和最大温升预测模型与冷却散热模型，该方法大幅降低了摩擦副瞬态温度测量的成本与时间，同时为多锥形摩擦副瞬态温度场的数值预测与影响规律研究提供理论与技术支持。
针对多锥形离合器摩擦副因高温导致的热失效问题，基于换挡过程比较控制策略，通过建立摩擦副表面瞬态温度预测模型对难以测量的实时表面温度进行反馈，结合有限元仿真分析的热失效临界温度设计比较算法，控制接合过程中的接在压力，保证多锥形离合器的实际使用寿命。
附图说明
图1为本发明实施例的多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型流程图；
图2为本发明实施例的多锥形摩擦副的截面结构图；
图3为本发明实施例的多锥形摩擦副非接触面换热节点单元示意图；
图4为本发明实施例的多锥形摩擦副锥形接触面节点单元示意图；
图5为本发明实施例的多锥形摩擦副锥形接触面顶点单元示意图；
图6为本发明实施例的多锥形摩擦副锥形接触面换热节点单元示意图；
图7为本发明实施例的数值模型瞬态温度场云图；
图8为本发明实施例的预测模型数据库流程图；
图9为本发明实施例的多锥形摩擦副换挡控制流程图；
图10为本发明实施例的比较控制策略图；
图11为本发明实施例的多锥形摩擦副冷却散模型热流程图。
具体实施方式
为使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下根据附图并列举实施例，对本发明做进一步详细说明。
一种基于多锥形摩擦副温度预测的AMT换挡过程控制方法，包括：多锥形摩擦片表面温度预测和AMT换挡过程比较控制策略。
建立基于有限差分法的多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型，通过响应面分析方法拟合摩擦片最高温度预测模型、最大温升预测模型和冷却散热模型，结合有限元仿真结果确定摩擦副热失效临界温度并设定相应的预警温度和安全温度，根据许用温升和相对转速得到对应的许用加载压力作为控制限制条件，避免多锥形摩擦副在设计寿命内因表面温度过高而导致热失效。
本发明的多锥形摩擦片接合过程最高温度、最大温升和冷却散热温度预测过程如图1所示。通过理论分析计算确定实际接触压强、相对转速、导热系数、换热系数等热-力耦合边界条件，运用Matlab编程将多锥形摩擦副截面构型与节点位置在瞬态温度矩阵中对应，求解实时换热边界条件与各节点瞬态温度，建立多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型。
多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型中摩擦副的截面结构和节点单元如图2所示。节点的能量守恒方程如下：
Ein+Eg＝Eout+Est (式1)
其中，Ein和Eout分别为流入和流出节点的能量；Eg为内热源产生的能量；Est为节点内能。
对于不同的节点，分析其热边界传热类型代入式(1)并采用有限差分方法求解，得到对应的节点瞬态温度显示差分式。在时间上采用向前差分，在空间上采用中心差分，同时取空间步长Δx:Δy＝1:4。对于内部节点，其瞬态温度显式差分式可表示为：
其中，T为节点温度；Fo为傅里叶数；p为时间节点；m和n分别为水平和垂直方向上的空间节点。
对于图3所示的非接触面换热节点，其瞬态温度显式差分式可表示为：
其中，Bi为毕渥数。
对于图4锥形接触面节点，其瞬态温度显式差分式可表示为：
其中，q为接触面摩擦热流密度；ρ为材料的密度；c为材料的比热容；Δt为时间步长；Δx为空间步长。
对于图5锥形接触面顶点，其瞬态温度显式差分式可表示为：
对于图6锥形接触面换热节点其瞬态温度显式差分式可表示为：
多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型模拟出的瞬态温度场云图如图7所示。
根据中心复合设计方法设计影响因素为实际接触压强P、相对转速W和换挡时间t的响应面分析试验方案，利用多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型代替台架或实车试验，进行瞬态温度场仿真实验，得到三个影响因素多个水平组合下的多锥形摩擦片接合过程中表面最高温度与最大温升的仿真试验结果。运用Design Expert试验数据处理软件对仿真试验结果进行响应面拟合分析，在方差分析基础上采用Stepwise模型消除不显著项，分别得到多锥形摩擦片接合过程最高温度预测模型与最大温升预测模型。
多锥形摩擦片的最高温度预测模型和最大温升预测模型可以表示为：
Tmax＝f(P,W,t) (式7)
TmaxR＝g(P,W,t) (式8)
其中，Tmax为摩擦片最高温度；TmaxR为摩擦片最大温升；f和g表示函数；P为实际接触压强；W为相对转速；t为接触时间。实际接触压强的计算如下：
其中，Fn法向压力；Fa为加载压力；S为名义接触面积；N为接触面数；α为锥面倾角。
将实际接触压强、相对转速和换挡时间取最大水平组合时获得的单次接合过程多锥形摩擦副瞬态温度场作为初始温度场。选取多锥形摩擦片和钢片的各锥型齿顶面和沟槽中点的温度平均值作为平均温度，多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型可以根据分离阶段与主动轴连接保持旋转的多锥形摩擦片转速Wf计算对流换热边界条件。在阶梯性变化的环境油液温度和不同挡位摩擦片转速下模拟多锥形摩擦副的散热过程，直至摩擦副完全冷却到环境油液温度，完全冷却所用时间记为tca。记录多锥形摩擦片与钢片平均温度随时间的变化函数，得到不同挡位与环境油液温度下的多锥形摩擦副冷却散热模型。
多锥形摩擦副冷却散热模型可表示为：
其中，和/>分别表示多锥形摩擦片和钢片的平均温度函数曲线函数。
本发明的AMT换挡过程控制策略包括三个部分：(1)多锥形摩擦片最高温度和最大温升预测模型数据库建立；(2)热失效临界温度分析与控制策略的判定条件设定；(3)制定根据接合过程摩擦片实时温度预测的换挡过程控制策略。
多锥形摩擦片最高温度和最大温升预测模型数据库建立流程如图8所示。通过设置阶梯性变化的摩擦副初始温度和环境油液温度，得到不同摩擦副初始温度和环境油液温度下的最高温度预测模型与最大温升预测模型，建立多锥形摩擦副最高温度与最大温升预测模型数据库。根据不同温度初始条件快速确定对应的预测模型，计算多锥形摩擦片实时最高温度Tmax与最大温升TmaxR。
热失效临界温度分析与控制策略的判定条件设定是运用三维建模软件UG建立多锥形摩擦副接触模型，将接触模型导入到Abaqus有限元仿真软件中，根据步骤2中计算的热-力耦合边界条件进行参数设定，模拟求解不同工况下多锥形摩擦副的温度与形变。根据形变程度确定多锥形摩擦副的热失效临界温度Tb。根据热失效临界温度确定预警温度Tw和安全温度Tm，可表示为：
Tw＝0.7Tb (式12)
Tm＝0.95Tb (式13)
接合过程摩擦片实时温度预测的换挡过程控制流程和比较控制策略分别如图9和图10所示。在执行换挡操作时，通过温度传感器和转速传感器测量环境油液温度To、多锥形摩擦片转速Wf和钢片转速Ws，并计算相对转速W。通过控制器控制液压元件对控制活塞施加压力，在加载压力的作用下活塞推动多锥形摩擦副完成接合过程。根据工况参数对应的预测模型计算多锥形摩擦片的实时最高温度Tmax。将实时最高温度Tmax与热失效临界温度Tb进行比较，当实时最高温度超过预警温度Tw时，进行驾驶人员提醒并对后续换挡行为进行控制；当实时最高温度超过安全温度Tm时，限制自动换挡行为。当多锥形摩擦片最高温度超过预警温度Tm时，测量摩擦副初始温度Ti、环境油液温度To和实时相对转速W，根据一般情况下换挡过程的持续时间确定多锥形摩擦副的常规接合时间tn，根据最大温升预测模型数据库得到温升与相对转速和加载压力的对应关系。在需要进行换挡作业时，通过热失效临界温度Tb与摩擦片实时最高温度Tmax的差值确定许用温升[Tr]，根据许用温升[Tr]和实时相对转速W确定许用加载压力[Fa]，并通过控制器控制加载压力Fa不超过许用加载压力[Fa]。
在接合过程结束后，多锥形摩擦副冷却散热模型流程如图11所示。测量环境油液温度、摩擦片转速并记录冷却时间tc，下一次接合过程开始时，比较冷却时间和完全冷却时间。若冷却时间小于完全冷却时间，则根据多锥形摩擦副冷却散热模型分别计算多锥形摩擦片和钢片的平均温度作为摩擦副初始温度；否则，认为摩擦副初始温度为环境油液温度。
本领域的普通技术人员将会意识到，这里所述的实施例是为了帮助读者理解本发明的实施方法，应被理解为本发明的保护范围并不局限于这样的特别陈述和实施例。本领域的普通技术人员可以根据本发明公开的这些技术启示做出各种不脱离本发明实质的其它各种具体变形和组合，这些变形和组合仍然在本发明的保护范围内。
Claims (9)
1.一种基于多锥形摩擦副温度预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于，包括以下步骤：
步骤1，根据实际接触情况对多锥形摩擦副进行结构简化，运用有限差分方法求解多锥形摩擦副各节点的能量守恒方程，得到各节点瞬态温度显示差分式；
步骤2，通过理论分析计算确定实际接触压强、相对转速、导热系数、换热系数等热-力耦合边界条件，运用Matlab编程将多锥形摩擦副截面构型与节点位置在瞬态温度矩阵中对应，求解实时换热边界条件与各节点瞬态温度，建立多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型；
步骤3，多锥形摩擦副瞬态温度的影响因素包括摩擦副初始温度Ti、环境油液温度To、实际接触压强P、相对转速W和换挡时间t，在初始温度和环境油液温度恒定的情况下，根据中心复合设计方法设计响应面分析试验方案，利用多锥形摩擦副瞬态温度场数值模型代替台架或实车试验，进行瞬态温度场仿真实验，得到实际接触压强、相对转速和换挡时间三个影响因素多个水平组合下的多锥形摩擦片接合过程中表面最高温度与最大温升；运用DesignExpert试验数据处理软件对仿真试验结果进行响应面拟合分析，在方差分析基础上采用Stepwise模型消除不显著项，分别得到多锥形摩擦片接合过程最高温度预测模型与最大温升预测模型；
步骤4,将步骤3中实际接触压强、相对转速和换挡时间取最大水平组合时获得的单次接合过程多锥形摩擦副瞬态温度场作为初始温度场；选取多锥形摩擦片和钢片的各锥型齿顶面和沟槽中点的温度平均值作为摩擦片平均温度和多锥形钢片平均温度/>根据分离阶段与主动轴连接保持旋转的多锥形摩擦片转速Wf计算对流换热边界条件；在阶梯性变化的环境油液温度To和不同挡位摩擦片转速Wf下模拟多锥形摩擦副的散热过程，直至摩擦副完全冷却到环境油液温度，完全冷却所用时间记为tca；记录多锥形摩擦片与钢片平均温度随时间的变化函数，得到不同挡位与环境油液温度下的多锥形摩擦副冷却散热模型；
步骤5，设置阶梯性变化的摩擦副初始温度和环境油液温度，重复步骤3，得到不同摩擦副初始温度Ti和环境油液温度To下的最高温度预测模型与最大温升预测模型，建立多锥形摩擦副最高温度与最大温升预测模型数据库，根据不同温度初始条件快速确定对应的预测模型，计算多锥形摩擦片实时最高温度Tmax与最大温升TmaxR；
步骤6，运用三维建模软件UG建立多锥形摩擦副接触模型，将接触模型导入到Abaqus有限元仿真软件中，根据步骤2中计算的热-力耦合边界条件进行参数设定，模拟求解不同工况下多锥形摩擦副的温度与形变；根据形变程度确定多锥形摩擦副的热失效临界温度Tb；
步骤7，在执行换挡操作时，通过温度传感器和转速传感器测量环境油液温度To、多锥形摩擦片转速Wf和钢片转速Ws，并计算相对转速W；通过控制器控制液压元件对控制活塞施加压力，在加载压力的作用下活塞推动多锥形摩擦副完成接合过程；根据工况参数对应的预测模型计算多锥形摩擦片的实时最高温度Tmax；
步骤8，在接合过程结束后，测量环境油液温度、摩擦片转速并记录冷却时间tc，下一次接合过程开始时，比较冷却时间tc和完全冷却时间tca；若冷却时间小于完全冷却时间，则根据多锥形摩擦副冷却散热模型分别计算多锥形摩擦片和钢片的平均温度作为摩擦副初始温度；否则，认为摩擦副初始温度为环境油液温度；
步骤9，将实时最高温度Tmax与热失效临界温度Tb进行比较，当实时最高温度超过预警温度Tw时，进行驾驶人员提醒并对后续换挡行为进行控制；当实时最高温度超过安全温度Tm时，限制自动换挡行为；
步骤10，根据一般情况下换挡过程的持续时间确定多锥形摩擦副的常规接合时间tn；当多锥形摩擦片最高温度Tmax超过预警温度Tw时，将摩擦副初始温度Ti、环境油液温度和实时相对转速W代入最大温升预测模型数据库，得到最大温升与加载压力的对应关系；在需要进行换挡作业时，通过热失效临界温度Tb与摩擦片实时最高温度的差值确定许用温升[Tr]，根据许用温升[Tr]和实时相对转速Wf确定许用加载压力[Fa]，并通过控制器控制加载压力Fa不超过许用加载压力[Fa]。
2.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：步骤1中节点能量守恒方程如下:
Ein+Eg＝Eout+Est (式1)
其中，Ein和Eout分别为流入和流出节点的能量；Eg为内热源产生的能量；Est为节点内能；由式(1)中推导出的节点瞬态温度显示差分式与节点类型及其热边界条件相关；内部节点的瞬态温度可表示为：
其中，T为节点温度；Fo为傅里叶数；p为时间节点；m和n分别为水平和垂直方向上的空间节点；非接触面换热节点的瞬态温度可表示为：
其中，Bi为毕渥数；锥形接触面节点的瞬态温度可表示为：
其中，q为接触面摩擦热流密度；ρ为材料的密度；c为材料的比热容；Δt为时间步长；Δx为空间步长；锥形接触面顶点的瞬态温度可表示为：
锥形接触面换热节点的瞬态温度可表示为：
3.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：步骤3中最高温度预测模型和最大温升预测模型如下：
Tmax＝f(P,W,t) (式7)
TmaxR＝g(P,W,t) (式8)
其中，Tmax为摩擦片最高温度；TmaxR为摩擦片最大温升；f和g表示函数；P为实际接触压强；W为相对转速；t为接触时间；实际接触压强的计算如下：
其中，Fn法向压力；Fa为加载压力；S为名义接触面积；N为接触面数；α为锥面倾角。
4.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：步骤4中多锥形摩擦副冷却散热模型可表示如下：
其中，和/>分别表示多锥形摩擦片和钢片的平均温度函数曲线函数。
5.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：步骤7中相对转速W的计算公式如下：
W＝|Wf-Ws| (式12)
6.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：步骤9中预警温度Tw和安全温度Tm的计算公式如下：
Tw＝0.7Tb (式13)
Tm＝0.95Tb (式14)
7.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：UG替换为Solidworks。
8.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：Abaqus替换为Ansys Fluent。
9.根据权利要求1所述的一种基于换挡滑块磨损预测的AMT换挡过程控制方法，其特征在于：中心复合设计方法替换为Box-Behnken设计方法。
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|---|---|---|---|
| CN202311685829.5A CN117780921A (zh) | 2023-12-11 | 2023-12-11 | 一种基于多锥形摩擦副温度预测的amt换挡过程控制方法 |
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| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
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| CN117780921A true CN117780921A (zh) | 2024-03-29 |
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Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN118088288A (zh) * | 2024-04-26 | 2024-05-28 | 潍柴动力股份有限公司 | 一种发动机机油压力控制方法及相关设备 |
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2023
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