汪元健，陳先兵

(浙江力邦合信智能制動(dòng)系統(tǒng)股份有限公司，浙江溫州 325400)

0 引言

隨著中國(guó)汽車工業(yè)的快速發(fā)展、國(guó)內(nèi)汽車保有量的迅猛增加以及人們生活水平的不斷提高，汽車的安全性與舒適性也隨之受到人們?cè)絹?lái)越多的關(guān)注，其中汽車制動(dòng)系統(tǒng)的可靠性與車輛的安全性、舒適性息息相關(guān)，而制動(dòng)系統(tǒng)中制動(dòng)盤(pán)的熱性能表現(xiàn)又在汽車制動(dòng)系統(tǒng)中扮演著一個(gè)關(guān)鍵的角色。制動(dòng)盤(pán)的熱性能指的是汽車在制動(dòng)時(shí)，制動(dòng)盤(pán)與摩擦片之間由于摩擦產(chǎn)生大量的熱量，其中大部分的熱量分散在制動(dòng)盤(pán)內(nèi)，大量的熱會(huì)使制動(dòng)盤(pán)的溫度急劇升高，引起制動(dòng)盤(pán)的熱膨脹和熱變形，導(dǎo)致制動(dòng)盤(pán)表面產(chǎn)生熱點(diǎn)，進(jìn)而增加制動(dòng)盤(pán)的端面跳動(dòng)值，引發(fā)制動(dòng)時(shí)盤(pán)和片之間制動(dòng)力和制動(dòng)力矩的波動(dòng)，從而引起整個(gè)制動(dòng)器的抖動(dòng)。抖動(dòng)的發(fā)生除了會(huì)降低乘車舒適性，還會(huì)加劇車輛相關(guān)零部件的磨損，即加快疲勞破壞，進(jìn)而影響車輛本身的安全性。因此改善制動(dòng)器制動(dòng)盤(pán)的熱性能表現(xiàn)對(duì)于整車的安全性與舒適性尤為重要。

以某公司研發(fā)的一款制動(dòng)器為例，詳細(xì)介紹了通風(fēng)式制動(dòng)盤(pán)熱性能分析的理論基礎(chǔ)，通過(guò)建立熱-固耦合分析模型，在多次連續(xù)循環(huán)制動(dòng)工況下研究制動(dòng)盤(pán)的溫度與熱變形情況，通過(guò)仿真數(shù)值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比分析驗(yàn)證制動(dòng)盤(pán)熱-固耦合模型的合理性與準(zhǔn)確性。

1 熱分析理論基礎(chǔ)

汽車制動(dòng)時(shí)的工作原理為制動(dòng)系統(tǒng)制造出巨大的摩擦力，將車輛的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為熱能以減緩汽車的行駛速度。汽車制動(dòng)過(guò)程中動(dòng)能轉(zhuǎn)化的熱能大部分被制動(dòng)盤(pán)吸收而引起制動(dòng)盤(pán)的熱性能表現(xiàn)。

1.1 熱生成

汽車在一定的初速度下以一定的加速度減速制動(dòng)時(shí)，制動(dòng)盤(pán)與摩擦片之間由于摩擦?xí)a(chǎn)生大量的熱量。制動(dòng)盤(pán)與摩擦片之間摩擦制動(dòng)時(shí)存在的接觸是一個(gè)非線性接觸，為了高效研究制動(dòng)盤(pán)的熱性能問(wèn)題，作如下假設(shè)來(lái)簡(jiǎn)化制動(dòng)盤(pán)與摩擦片間的接觸問(wèn)題：(1)摩擦片與制動(dòng)盤(pán)之間的接觸摩擦符合庫(kù)侖摩擦定律；(2)接觸表面是連續(xù)光滑的平面。在對(duì)制動(dòng)盤(pán)摩擦生熱的研究上，F(xiàn)RIEDRICH等[1]表明在摩擦副做高速相對(duì)滑動(dòng)時(shí)，摩擦副摩擦產(chǎn)生的能量可以近似全部轉(zhuǎn)化為作用在真實(shí)接觸點(diǎn)處的單位熱源熱量，忽略磨損的影響，制動(dòng)盤(pán)與摩擦片在摩擦接觸表面上產(chǎn)生的摩擦熱量可以等效為瞬時(shí)移動(dòng)面熱源加載于摩擦接觸面上的熱量。根據(jù)能量耗散計(jì)算，汽車總的動(dòng)能變化除去一小部分能量因其他部件摩擦或空氣散熱等原因消掉外，均轉(zhuǎn)化成摩擦片與制動(dòng)盤(pán)摩擦產(chǎn)生的熱能，求得摩擦片與制動(dòng)盤(pán)間摩擦產(chǎn)生的熱量為：

(1)

式中：m為整車質(zhì)量；v為行駛速度；η為轉(zhuǎn)換系數(shù)。

假定摩擦片與制動(dòng)盤(pán)摩擦接觸面上的熱量是均勻分布的，汽車制動(dòng)從初速度到完全停止需要一段時(shí)間，因此可以得到摩擦接觸區(qū)域上的熱流密度與時(shí)間的關(guān)系：

(2)

式中：q為熱流密度；n為摩擦片數(shù)目；A為摩擦片與制動(dòng)盤(pán)接觸面積。

1.2 熱分配

汽車制動(dòng)時(shí)，摩擦片與制動(dòng)盤(pán)摩擦制動(dòng)，使得表面的溫度、摩擦因數(shù)是會(huì)不斷發(fā)生改變，這就導(dǎo)致制動(dòng)盤(pán)溫度場(chǎng)的不穩(wěn)定性，摩擦片與制動(dòng)盤(pán)之間的熱流分配比例也會(huì)隨著摩擦表面溫度梯度比例的改變而發(fā)生改變。制動(dòng)盤(pán)摩擦產(chǎn)生的熱量既會(huì)受到制動(dòng)的影響也會(huì)受到摩擦片與制動(dòng)盤(pán)熱量傳遞耗損的影響。

假定摩擦片與制動(dòng)盤(pán)的熱流密度分別為q1與q2，則摩擦片與制動(dòng)盤(pán)的熱流密度比例為：

(3)

式中：k1為摩擦片的熱傳導(dǎo)系數(shù)；c1為摩擦片的比熱容；ρ1為摩擦片的密度；k2為制動(dòng)盤(pán)的熱傳導(dǎo)系數(shù)；c2為制動(dòng)盤(pán)的比熱容；ρ2為制動(dòng)盤(pán)的密度。

1.3 熱對(duì)流

汽車制動(dòng)時(shí)，摩擦片與制動(dòng)盤(pán)接觸面因摩擦生熱導(dǎo)致制動(dòng)盤(pán)的溫度急劇升高，在實(shí)際情況下制動(dòng)盤(pán)溫度的劇增會(huì)引起周圍空氣溫度的升高，熱空氣因?yàn)槊芏刃《仙?，冷空氣因?yàn)槊芏认鄬?duì)較大而下降，這樣反復(fù)的熱空氣上升與冷空氣下降，引起了因固體表面與周圍空氣之間存在溫度差而產(chǎn)生熱量交換的熱對(duì)流現(xiàn)象，如圖1所示。

圖1 制動(dòng)盤(pán)與周圍空氣熱對(duì)流現(xiàn)象

汽車在制動(dòng)過(guò)程中由于制動(dòng)盤(pán)的高轉(zhuǎn)速，摩擦片與制動(dòng)盤(pán)的摩擦接觸面上的熱流輸入與熱流交換是一個(gè)循環(huán)交替的過(guò)程，制動(dòng)盤(pán)的溫度也是一個(gè)變化的過(guò)程，這樣制動(dòng)盤(pán)的轉(zhuǎn)速與制動(dòng)盤(pán)的表面溫度就會(huì)影響制動(dòng)盤(pán)與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)。MCPHEE等[2]表明，汽車制動(dòng)過(guò)程中制動(dòng)盤(pán)與周圍空氣發(fā)生的對(duì)流換熱屬于受迫對(duì)流換熱；唐旭晟[3]給出了計(jì)算對(duì)流換熱系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式：

(4)

式中：h為對(duì)流換熱系數(shù)；ka為空氣熱傳導(dǎo)系數(shù)；D為制動(dòng)盤(pán)的外徑；Re為雷諾數(shù)，與流體的密度、黏度以及流速有關(guān)。

對(duì)于制動(dòng)時(shí)制動(dòng)盤(pán)周圍的空氣，其雷諾數(shù)為：

Re=ωRρa(bǔ)d0/μa

式中：ω為制動(dòng)盤(pán)的轉(zhuǎn)動(dòng)速度；R為輪胎的滾動(dòng)半徑；ρa(bǔ)為空氣密度；d0為特征長(zhǎng)度；μa為空氣黏度。

1.4 熱傳導(dǎo)

兩個(gè)不同的物體接觸或者是同一個(gè)物體內(nèi)部存在溫度梯度差會(huì)引起熱傳導(dǎo)現(xiàn)象的發(fā)生。建立三維模型對(duì)制動(dòng)器溫度場(chǎng)進(jìn)行真實(shí)的模擬，建立基于傅里葉定律的熱傳導(dǎo)方程：

(5)

寫(xiě)成一般的數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

q=-λgradT

(6)

式中：gradT為空間某點(diǎn)的溫度梯度，符號(hào)表示傳熱方向與溫度梯度方向相反。

汽車制動(dòng)時(shí)制動(dòng)盤(pán)的溫度場(chǎng)為一個(gè)瞬態(tài)溫度場(chǎng)，對(duì)于瞬態(tài)溫度場(chǎng)而言，溫度是一個(gè)個(gè)相對(duì)于空間分布且有獨(dú)立溫度場(chǎng)與之對(duì)應(yīng)的個(gè)點(diǎn)來(lái)定義的。因此瞬態(tài)溫度場(chǎng)同時(shí)受到空間域變量與時(shí)間域變量的影響，通過(guò)上式熱傳導(dǎo)方程可以建立溫度場(chǎng)中溫度與時(shí)間、空間的相對(duì)變化關(guān)系。三維瞬態(tài)溫度場(chǎng)在柱坐標(biāo)系下，溫度相對(duì)于時(shí)間與空間的函數(shù)關(guān)系式為：

T=T(r,θ,z,t)

(7)

式中：r為柱坐標(biāo)下徑向坐標(biāo)；θ為柱坐標(biāo)下軸向坐標(biāo)；z為柱坐標(biāo)下Z向坐標(biāo)；t為時(shí)間。

在柱坐標(biāo)系下將式(6)展開(kāi)得到三維瞬態(tài)溫度場(chǎng)的熱傳導(dǎo)方程：

(8)

式中：ρ為密度；c為比熱容。

1.5 熱邊界條件

熱傳導(dǎo)方程是導(dǎo)熱過(guò)程的共性表達(dá)式，求得唯一確定解的前提是要滿足單值性條件，包括以下方面[4]：

(1)物理?xiàng)l件：材料密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、對(duì)流系數(shù)等物體本身的物理性能參數(shù)以及外界環(huán)境和熱交換介質(zhì)的物理性能參數(shù)；

(2)幾何條件：定義求解物體的大小及形狀；

(3)定解條件：熱傳導(dǎo)的初始條件及邊界條件。

對(duì)于導(dǎo)熱問(wèn)題，求得定解的邊界條件一般分為3類：

(1)第1類邊界條件

物體在某部分邊界上的任意時(shí)刻的任意點(diǎn)的溫度都是已知，表達(dá)式為：

T=T0

(9)

(2)第2類邊界條件

假定根據(jù)傅里葉變換得到邊界上的變量法向?qū)?shù)值為已知，在柱坐標(biāo)下表示為：

(10)

(3)第3類邊界條件

假定物體表面對(duì)流換熱的任意邊界處，物體表面的溫差與從周圍環(huán)境或介質(zhì)通過(guò)熱傳導(dǎo)傳遞給物體的熱流強(qiáng)度成正比例關(guān)系，依據(jù)傅里葉定律，溫度的強(qiáng)度正比于熱流強(qiáng)度，因此有：

q=h(T-Tc)

(11)

式中：h為對(duì)流換熱系數(shù)；T為物理溫度；Tc為環(huán)境溫度。

2 熱-固耦合模型建立

研究的制動(dòng)器中的制動(dòng)盤(pán)均有如下結(jié)構(gòu)假設(shè)：

(1)制動(dòng)盤(pán)材料為各向同性材料，因緊急制動(dòng)時(shí)間較短，摩擦產(chǎn)生的熱能輸入到制動(dòng)盤(pán)中引起的制動(dòng)盤(pán)溫度變化對(duì)材料熱物理性能參數(shù)影響較小，即忽略材料的熱物理性能參數(shù)隨溫度變化的情況；

(2)制動(dòng)盤(pán)的散熱方式有熱對(duì)流與熱輻射，由于熱輻射對(duì)制動(dòng)盤(pán)散熱影響較小，因此忽略熱輻射對(duì)制動(dòng)盤(pán)溫度場(chǎng)的影響；

(3)在汽車緊急制動(dòng)過(guò)程中車輪處于純滾動(dòng)狀態(tài)，沒(méi)有發(fā)生滑移。

以某公司一款未上市的汽車制動(dòng)盤(pán)為研究對(duì)象,該車前制動(dòng)器為通風(fēng)盤(pán)式制動(dòng)器。在進(jìn)行整車路試達(dá)到2×104km左右時(shí),汽車從120 km/h的速度制動(dòng)至70 km/h時(shí)，方向盤(pán)出現(xiàn)抖動(dòng)現(xiàn)象。檢測(cè)人員測(cè)得制動(dòng)盤(pán)DTV增長(zhǎng)在合格標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)，但制動(dòng)盤(pán)錐度變形偏大，因此需要對(duì)現(xiàn)有的制動(dòng)盤(pán)進(jìn)行優(yōu)化以減小制動(dòng)盤(pán)的熱變形。徐曉秩[5]開(kāi)展了制動(dòng)盤(pán)上的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)熱變形的影響研究，指出制動(dòng)盤(pán)上很多因素都會(huì)對(duì)制動(dòng)盤(pán)的熱變形產(chǎn)生影響，如制動(dòng)盤(pán)材料屬性、散熱筋結(jié)構(gòu)、內(nèi)外制動(dòng)面尺寸等。制動(dòng)盤(pán)的材料選擇、散熱筋結(jié)構(gòu)以及制動(dòng)盤(pán)內(nèi)外制動(dòng)面尺寸的改變均會(huì)導(dǎo)致開(kāi)發(fā)模具的報(bào)廢，不但影響項(xiàng)目進(jìn)度，還會(huì)提高企業(yè)的生產(chǎn)成本。鑒于企業(yè)對(duì)成本和項(xiàng)目進(jìn)度的控制，對(duì)模具的重新開(kāi)發(fā)難度較大，綜合分析后以通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)的頸部結(jié)構(gòu)尺寸作為制動(dòng)盤(pán)的設(shè)計(jì)變量來(lái)減小制動(dòng)盤(pán)的熱變形。

制動(dòng)盤(pán)盤(pán)帽帽檐與制動(dòng)盤(pán)摩擦端面的連接部位定義為制動(dòng)盤(pán)的頸部，頸部的結(jié)構(gòu)與尺寸對(duì)于制動(dòng)盤(pán)的熱翹曲有很大的影響。根據(jù)通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)頸部與制動(dòng)摩擦端面連接的不同可以分為外通風(fēng)盤(pán)與內(nèi)通風(fēng)盤(pán)。根據(jù)制動(dòng)盤(pán)頸部的結(jié)構(gòu)又分為外直角通風(fēng)盤(pán)、外鵝頸通風(fēng)盤(pán)、內(nèi)直角通風(fēng)盤(pán)與內(nèi)鵝頸通風(fēng)盤(pán)。OKAMURA等[6]通過(guò)對(duì)東京車展上250輛車的前通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)的研究發(fā)現(xiàn)由于歐洲交通發(fā)達(dá)，車速普遍比亞洲的車速高，車輛剎車時(shí)制動(dòng)盤(pán)的溫度也就比亞洲國(guó)家的高，因此歐洲國(guó)家的汽車前通風(fēng)盤(pán)普遍采用內(nèi)鵝頸通風(fēng)盤(pán)或者是外通風(fēng)盤(pán)且為鵝頸更深的外鵝頸通風(fēng)盤(pán)，以滿足更小的制動(dòng)盤(pán)熱變形的要求。借鑒以上思路對(duì)現(xiàn)有通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)的頸部做了如圖2所示的設(shè)計(jì)。對(duì)該通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)進(jìn)行熱性能分析以驗(yàn)證該設(shè)計(jì)方向的正確性，并用實(shí)驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證CAE理論計(jì)算的可靠性。

圖2 鵝頸通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)

2.1 熱-固耦合有限元模型建立

文中采用的是施加熱載荷于制動(dòng)盤(pán)上并建立熱-固耦合有限元分析(FEA，F(xiàn)inite Element Analysis)模型的方法。在有限元分析軟件中建立分析模型，去除模型中的小圓角、小倒角，考慮到模型的復(fù)雜性，采用C3D10MT單元對(duì)制動(dòng)盤(pán)進(jìn)行離散化網(wǎng)格劃分，如圖3所示。

圖3 通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)有限元模型

制動(dòng)盤(pán)材料為HT250，材料屬性如表1所示。

表1 HT250材料屬性表

2.2 分析工況設(shè)置

根據(jù)制動(dòng)器臺(tái)架實(shí)驗(yàn)方法，制動(dòng)盤(pán)磨合衰退的實(shí)驗(yàn)一般進(jìn)行15次循環(huán)制動(dòng)且15次循環(huán)制動(dòng)也能保證制動(dòng)盤(pán)溫度的穩(wěn)定性。相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)如表2所示。

表2 15次循環(huán)制動(dòng)工況

2.3 邊界條件載荷施加及分析計(jì)算

制動(dòng)盤(pán)熱固耦合分析邊界條件載荷包括模擬制動(dòng)盤(pán)實(shí)車裝配的物理位移邊界條件載荷與制動(dòng)過(guò)程產(chǎn)生的熱能以及制動(dòng)盤(pán)表面與空氣對(duì)流換熱產(chǎn)生的熱邊界載荷。

(1)位移邊界條件：固定約束通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)的盤(pán)帽與輪轂法蘭裝配接觸面；

(2)熱邊界條件：對(duì)通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)制動(dòng)面施加由式(2)求得的熱流密度載荷；制動(dòng)盤(pán)外表面與風(fēng)道存在熱對(duì)流，故施加由式(4)求得的對(duì)流換熱系數(shù)。

在完成通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)熱固耦合分析的邊界條件施加后提交有限元分析軟件進(jìn)行熱-固耦合分析。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 FEA計(jì)算結(jié)果與分析

通過(guò)有限元分析軟件對(duì)通風(fēng)式制動(dòng)盤(pán)進(jìn)行15次循環(huán)制動(dòng)仿真計(jì)算，可以得到如下結(jié)果：

(1)在制動(dòng)過(guò)程中的某時(shí)刻，制動(dòng)盤(pán)上的溫度分布情況如圖4所示。

圖4 某時(shí)刻制動(dòng)盤(pán)溫度分布情況

(2)從圖5中可以看出制動(dòng)盤(pán)周向的溫度梯度是比較小的。

(3)圖6為同一時(shí)刻制動(dòng)盤(pán)徑向同一直線上各個(gè)節(jié)點(diǎn)上的溫度變化路徑圖，從圖中可以知道制動(dòng)盤(pán)徑向方向上節(jié)點(diǎn)的溫度梯度還是比較大的，高溫區(qū)域?yàn)橹苿?dòng)盤(pán)制動(dòng)端面與摩擦塊接觸的區(qū)域，其他非接觸區(qū)域由于導(dǎo)熱與散熱的關(guān)系溫度比較低。

(4)在通風(fēng)式制動(dòng)盤(pán)循環(huán)制動(dòng)15次的工況下，制動(dòng)盤(pán)摩擦端面與摩擦塊接觸中心點(diǎn)上的溫度變化情況如圖7所示，圖中所示為溫度隨時(shí)間變化的齒形圖，在15次循環(huán)制動(dòng)過(guò)程中制動(dòng)盤(pán)上的溫度是隨著時(shí)間的推移而呈現(xiàn)上升下降再上升再下降的“鋸齒”形上升的趨勢(shì)，這是因?yàn)橹苿?dòng)盤(pán)上熱流密度的輸入隨速度的變化而變化以及制動(dòng)盤(pán)與空氣的對(duì)流換熱共同影響而產(chǎn)生的。

圖5 制動(dòng)盤(pán)周向溫度梯度變化情況

圖6 制動(dòng)盤(pán)徑向溫度梯度變化情況

(5)制動(dòng)盤(pán)在溫度場(chǎng)的作用下因熱膨脹的存在會(huì)發(fā)生熱變形，導(dǎo)致制動(dòng)盤(pán)制動(dòng)面的翹曲從而引起整車的抖動(dòng)。因此需要控制制動(dòng)盤(pán)制動(dòng)面的熱翹曲。如圖8所示為制動(dòng)盤(pán)的熱翹曲示意圖。計(jì)算制動(dòng)盤(pán)的熱翹曲度時(shí)選取制動(dòng)盤(pán)內(nèi)外制動(dòng)端面上各2個(gè)點(diǎn)(Z1、Z2)如圖9所示，制動(dòng)盤(pán)在15次循環(huán)制動(dòng)下，制動(dòng)盤(pán)內(nèi)外制動(dòng)面的翹曲度為Z1與Z2的差值，控制制動(dòng)盤(pán)的熱翹曲度在0.25 mm以內(nèi)。圖10、11所示分別為內(nèi)外制動(dòng)面上兩點(diǎn)翹曲度隨時(shí)間的變化曲線，圖中可以知道內(nèi)外制動(dòng)面上的最大翹曲度發(fā)生在制動(dòng)盤(pán)15次制動(dòng)過(guò)程中溫度最高的時(shí)刻，內(nèi)制動(dòng)面最大翹曲度為0.227 741 mm,外制動(dòng)面最大翹曲度為0.205 245 mm，制動(dòng)盤(pán)制動(dòng)面整體向內(nèi)側(cè)發(fā)生翹曲。

圖7 制動(dòng)盤(pán)溫度“鋸齒”形圖

圖8 制動(dòng)盤(pán)熱翹曲示意圖

圖10 點(diǎn)Z1隨時(shí)間位移變化情況

圖11 點(diǎn)Z2隨時(shí)間位移變化情況

3.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

研究的通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)熱性能試驗(yàn)為制動(dòng)盤(pán)供應(yīng)商利用專業(yè)臺(tái)架按JAS0 C406-2000[7]上的關(guān)于制動(dòng)器的實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行實(shí)車模擬的試驗(yàn)，圖12所示為試驗(yàn)樣品與試件臺(tái)架實(shí)際安裝圖。臺(tái)架試驗(yàn)條件如表3所示。實(shí)驗(yàn)測(cè)得的數(shù)值與仿真結(jié)果對(duì)比如圖13、圖14所示。

圖12 實(shí)驗(yàn)樣品和試件臺(tái)架安裝

項(xiàng)目測(cè)試條件評(píng)價(jià)要求熱變形①基準(zhǔn)檢查:速度50 km/h→0,減速度:2.94 m/s2,初始溫度:80 ℃,風(fēng)速:11 m/s,制動(dòng)次數(shù)3次②衰退測(cè)試:速度100 km/h→0,減速度:4.9 m/s2,第一次制動(dòng)初始溫度:60 ℃,風(fēng)速:11 m/s,制動(dòng)間隔:35 s,制動(dòng)次數(shù)15次③恢復(fù)測(cè)試:速度50 km/h→0,減速度:2.94 m/s2,風(fēng)速:11 m/s,制動(dòng)間隔:120 s,制動(dòng)次數(shù)12次④重復(fù)①,②,③測(cè)試4次,每次重復(fù)前進(jìn)行35次磨合制動(dòng)面無(wú)可視裂紋,制動(dòng)盤(pán)軸向錐變不大于0.3 mm,合格;制動(dòng)盤(pán)軸向錐變大于0.3 mm,不合格;試驗(yàn)過(guò)程中瞬時(shí)變形量不大于0.3 mm

圖13 制動(dòng)盤(pán)制動(dòng)溫度實(shí)驗(yàn)與仿真對(duì)比

圖14 制動(dòng)盤(pán)翹曲度實(shí)驗(yàn)與仿真對(duì)比

由試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比可知，制動(dòng)盤(pán)在15次循環(huán)制動(dòng)工況下，溫度變化和熱翹曲變化情況與試驗(yàn)測(cè)得的結(jié)果基本吻合，其中的誤差主要是因?yàn)樵囼?yàn)過(guò)程中周圍環(huán)境的影響以及制動(dòng)盤(pán)與摩擦片制動(dòng)時(shí)存在磨損導(dǎo)致制動(dòng)力矩波動(dòng)的影響。制動(dòng)盤(pán)熱翹曲的試驗(yàn)值與仿真數(shù)值均在可行范圍內(nèi)，后續(xù)設(shè)計(jì)的該通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)在路試過(guò)程中抖動(dòng)情況也得到了明顯的改善。

4 結(jié)論

(1)針對(duì)整車抖動(dòng)情況，為了在短時(shí)間內(nèi)解決實(shí)際問(wèn)題，運(yùn)用有限元仿真方法分析通風(fēng)制動(dòng)盤(pán)的熱性能，計(jì)算出在確定工況下制動(dòng)盤(pán)的溫升與熱翹曲度，并以臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證了有限元仿真分析的準(zhǔn)確有效性。

(2)制動(dòng)盤(pán)鵝頸部位結(jié)構(gòu)的不同對(duì)于熱翹曲的影響比較大，降低鵝頸以及盤(pán)帽連接部分的剛度可以有效地減小熱翹曲值。