胡寶琳 胡吳彪 何文福 艾璐

摘要：針對所提出的芯軸式摩擦支撐的構(gòu)造特點，建立了滑動摩擦動熱轉(zhuǎn)換的滯回能量耗散模型，研究了摩擦生熱對芯軸式摩擦支撐性能的影響，分析了初始摩擦力、摩擦片厚度、摩擦芯軸比熱容和摩擦系數(shù)等因素對芯軸式摩擦支撐的力學性能和溫度場的影響規(guī)律，給出了摩擦支撐在摩擦生熱影響下的摩擦力增長值理論計算公式，并通過數(shù)值分析結(jié)果進行了驗證。分析結(jié)果表明芯軸式摩擦支撐在摩擦過程中溫度不斷上升，高溫區(qū)主要集中在摩擦芯軸和摩擦片的摩擦接觸面上，并且隨著摩擦片厚度、初始摩擦力和摩擦系數(shù)的增加，摩擦熱效應越明顯，隨著材料比熱容的增加，摩擦熱效應下降。

關(guān)鍵詞：芯軸式摩擦支撐;滯回能量;摩擦生熱;耗散模型;參數(shù)分析

中圖分類號：TU352.1

文獻標志碼：A

文章編號：10044523（ 2022）01-0034-11

DOI： 10.1638 5/j .cnki.issn.10044523.2022.01.004

引 言

摩擦阻尼器是一種性能優(yōu)越的消能減震裝置，以其在構(gòu)造和耗能性能等方面的優(yōu)點，在實際T程中得到大量的應用[1-3]。摩擦型阻尼器的發(fā)展始于20世紀70年代末，在1972年J T P Yao提出結(jié)構(gòu)振動控制概念后，國內(nèi)外學者才開始了系統(tǒng)地研制和開發(fā)摩擦阻尼器[4-7]。

Pall等[8]將摩擦制動襯塊嵌入框架交叉支撐的交叉處，利用支撐交叉處的滑動摩擦力做功耗散輸入結(jié)構(gòu)的能量。日本Sumitomo金屬有限公司[9]研制開發(fā)了Sumitomo摩擦阻尼器，阻尼器通過摩擦楔塊的滑動摩擦產(chǎn)生摩擦力來耗散能量，滯回性能穩(wěn)定，滯回曲線呈理想矩形。彭凌云等[10]提出一種擬線性摩擦阻尼器，研究結(jié)果表明擬線性摩擦阻尼器在啟動前摩擦面處于無應力的初始狀態(tài)，不會出現(xiàn)粘結(jié)現(xiàn)象，也不存在大的初始靜摩擦力，具有線性滯回阻尼特征。鄒爽等[11]提出了一種控制隔震層位移的連接摩擦阻尼器，并對其參數(shù)進行優(yōu)化設計，求得連接摩擦阻尼器參數(shù)最優(yōu)解。王貢獻等[12]提出了一種新型弧面摩擦阻尼器，通過循環(huán)加載試驗和一個剪切型結(jié)構(gòu)地震響應算例，驗證了阻尼器可以達到半主動變剛度的減震效果。Dai等[13]對裝有一種新型永磁摩擦阻尼器的五層鋼框架結(jié)構(gòu)進行了振動臺試驗和數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果表明該裝置具有良好的耗能能力，能夠有效地降低結(jié)構(gòu)的地震反應。Samani等[14]對一種可調(diào)摩擦阻尼器進行試驗和數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果表明該阻尼器具有顯著的能量吸收能力，可用于提高結(jié)構(gòu)在不同強度地震荷載作用下的性能。

大量的國內(nèi)外文獻對摩擦阻尼器的研究主要集中在結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化上，僅有少部分學者研究了溫度對摩擦阻尼器性能的影響。劉海洋[15]從理論上研究了溫度對阻尼器耗能性能的影響，通過分析發(fā)現(xiàn)，阻尼器的耗能生熱功率與工作的頻率和振幅有關(guān)，耗能散熱性能與阻尼器結(jié)構(gòu)的材料和幾何參數(shù)有關(guān)。Ramakrishna等[18]對浮式質(zhì)量阻尼系統(tǒng)的材料摩擦系數(shù)進行試驗研究，研究結(jié)果表明在整個試驗條件范圍內(nèi)，摩擦系數(shù)隨溫度、壓力和表面速度的增加而減小。Zimbru等[19]采用實驗分析和有限元模擬的方法對摩擦系數(shù)進行了研究，研究結(jié)果表明當滑移速度很快時，試樣內(nèi)部會產(chǎn)生較高的溫度，導致摩擦系數(shù)降低。Wang等[18]對用于連梁的摩擦阻尼器進行了試驗研究，試驗結(jié)果表明摩擦阻尼器具有明顯的溫度依賴性。當在較快的加載速度下，阻尼器內(nèi)的熱量積聚，使得接觸面的物理特性發(fā)生變化，從而導致摩擦系數(shù)下降。孫江波等[19]對摩擦消能器的溫度依存性問題進行了試驗研究，考察了加載頻率和面壓對于升溫速度的影響，提出了溫度一恢復力的計算公式，并擬合分析得到公式中的關(guān)鍵參數(shù)。

目前對摩擦阻尼器摩擦生熱影響因素進行系統(tǒng)研究的文獻數(shù)量很少，本文針對一種芯軸式摩擦支撐進行摩擦生熱仿真模擬，對初始摩擦力、摩擦片厚度、摩擦芯軸比熱容和摩擦系數(shù)等影響因素進行模擬分析，為此摩擦支撐的設計、材料的選擇提供了參考依據(jù)。

1 芯軸式摩擦支撐的構(gòu)造設計

芯軸式摩擦支撐主要部件包括：摩擦芯軸、摩擦片、套筒和擋板，如圖1所示。摩擦芯軸與摩擦片構(gòu)成一組摩擦副，擋板焊接在套筒內(nèi)部，套筒和擋板約束固定摩擦片。由圖1可知，摩擦片為圓弧形，共兩片，包裹在摩擦芯軸外圍，摩擦片外圍可設計環(huán)箍等給摩擦接觸面施加壓力。目前大部分摩擦支撐采用套筒與摩擦軸直接摩擦耗能，導致套筒溫度急劇升高，摩擦支撐避免了摩擦芯軸與套筒的直接摩擦，可減小摩擦生熱對支撐產(chǎn)生的不利影響。

2 芯軸式摩擦支撐的摩擦滯回能量耗散模型

設置了芯軸式摩擦支撐的減震結(jié)構(gòu)在地震或風振作用下，通過芯軸式摩擦支撐吸收地震和風振能量來減小上部結(jié)構(gòu)的動力響應，阻尼器吸收的能量通過摩擦生熱使得其滯回能量轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮?，如圖2所示。為了研究芯軸式摩擦支撐在摩擦過程中產(chǎn)生的熱效應，必須建立芯軸式摩擦支撐摩擦生熱模型，摩擦生熱問題是一種典型的熱一結(jié)構(gòu)耦合問題[20]。

2.1 芯軸式摩擦支撐的摩擦滯回能量

芯軸式摩擦支撐的恢復力模型可以利用恢復力和位移的滯回關(guān)系來建立，通過純摩擦時的滯回特性可以看出其滯回曲線接近理想矩形，如圖2所示。

2.3 摩擦生熱影響下摩擦力增長值理論計算

對熱膨脹導致的摩擦力增長值進行理論分析，與后面的有限元模擬結(jié)果進行對比。為了方便計算，對芯軸式摩擦支撐計算模型進行如圖4簡化，并假設支撐各部件受熱均勻，將新型芯軸式摩擦支撐假定為軸對稱問題。

沒有套筒約束時摩擦芯軸半徑膨脹量：布壓力增長值后，根據(jù)Coulomb摩擦力公式F=μN即可得到摩擦力增長值。

3 芯軸式摩擦支撐滯回能量耗散數(shù)值模型

3.1 模型概況

為了研究芯軸式摩擦支撐在不同影響因素下的耗能效果，本文設計了17個模型，MCI--MC5以及MC10～MC17模型尺寸信息相同，MC6～MC9在前面模型尺寸的基礎上，改變了摩擦片的厚度。芯軸式摩擦支撐模型具體尺寸如表1所示。gzslib202204041645

3.2 有限元模型的建立

在設置有限元模型位移邊界條件時，將套筒底面設置為固定，實現(xiàn)套筒端部剛接;同時，將芯軸端面設置為只沿著z軸方向移動。

對于分析步設置，初始分析步后設置兩個分析步。第一步為初始壓力分析步，用于摩擦接觸面初始壓力的施加;第二步為循環(huán)拉壓分析步，模擬芯軸式摩擦支撐的使用過程，都采用溫度一位移耦合類型。摩擦支撐摩擦力模擬采用Coulomb摩擦模型，Coulomb摩擦力公式：F=μN，式中μ為摩擦系數(shù)，N為摩擦接觸面壓力。擋板與套筒之間采用綁定連接，其他各部件之間設置為接觸，接觸屬性包括切向行為、法向行為、熱傳導以及生熱。根據(jù)網(wǎng)格尺寸大小，網(wǎng)格尺寸大的為主表面。有限元網(wǎng)格劃分時都采用C3D8T單元類型，這種單元類型可以用于力一熱學耦合問題的仿真計算[21]，為滿足一定精度，對摩擦接觸面部件進行加密，擋板的網(wǎng)格尺寸為3，摩擦片的網(wǎng)格尺寸為4，套筒和摩擦芯軸的網(wǎng)格尺寸為6，芯軸式摩擦支撐網(wǎng)格劃分如圖5所示。

3.3 材料的本構(gòu)模型與屬性

芯軸式摩擦支撐有限元模型部件中摩擦芯軸、套筒和擋板均采用相同型號的鋼材，摩擦片采用黃銅。本構(gòu)模型反映材料應力與應變等變量的關(guān)系，黃銅應力一應變關(guān)系采用利用霍普金森壓桿（SHPB）實驗研究得到的數(shù)值[22]，通過實驗擬合得到的黃銅（H62）的Johnson-Cook（ J-C）本構(gòu)模型表達式為[22]：

鋼材的應力一應變關(guān)系采用理想雙線型隨動強化材料模型，鋼材屈服后的切線模量E2取鋼材屈服前的彈性模量E1的2%。模擬分析中鋼材與黃銅的材料參數(shù)如表2所示。

在摩擦支撐使用過程中，摩擦支撐各部件溫度會不斷升高，材料的彈性模量、線性膨脹系數(shù)、比熱容、熱傳導系數(shù)包括環(huán)境溫度等都會不斷變化[23]。由于Q345鋼材彈性模量在25～200℃溫度范圍內(nèi)無明顯變化24，為了方便研究摩擦生熱對芯軸式摩擦支撐性能的影響，模型中假設芯軸式摩擦支撐各部件材料的彈性模量、線性膨脹系數(shù)、比熱容和熱傳導系數(shù)等不隨溫度發(fā)生變化，不考慮摩擦材料磨損和熱輻射對模擬的影響，同時假設摩擦功全部轉(zhuǎn)化為摩擦熱量并且摩擦接觸面摩擦熱流平均分配給摩擦芯軸和摩擦片。

3.4加載制度

芯軸式摩擦支撐熱影響有限元模擬分析的加載方式為位移加載，按照位移幅值從小到大逐級加載，采用10，15，20，25，30，35 mm幅值循環(huán)加載，每個幅值循環(huán)兩圈，加載位移曲線如圖6所示。

3.5 模型驗證

為了驗證建模方法的正確性，本文進行試驗與有限元模擬對比驗證，采用文獻[25]中的圓柱摩擦阻尼器試驗數(shù)據(jù)，應用本文的建模方法在ABAQUS軟件中建立模型。摩擦阻尼器的軸采用CK45鋼材，氣缸采用CK15鋼材，兩者之間的動摩擦系數(shù)為0.224。為了便于建模和節(jié)約計算時間，建立簡化模型，只考慮摩擦阻尼器的主要部件，省略兩端的連接板，利用邊界約束條件來代替，并將模擬分析得出的結(jié)果同試驗結(jié)果進行對比。

通過圖7的對比可以看出，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合得很好：滯回曲線整體吻合得較好，模擬所得每圈耗能能量與試驗結(jié)果接近，模擬所得的耗能能量值與試驗值多處交叉重合，模擬所得每個循環(huán)平均耗能能量值與試驗值的誤差僅為2.35%。說明本文所用的建模方法是可行的，可以應用于芯軸式摩擦支撐的有限元模擬分析。

4 芯軸式摩擦支撐滯回能量耗散參數(shù)

影響分析及理論對比驗證

根據(jù)芯軸式摩擦支撐的數(shù)值模擬結(jié)果，對初始摩擦力、摩擦片厚度、摩擦芯軸比熱容和摩擦系數(shù)等影響因素進行參數(shù)分析。

4.1初始摩擦力對芯軸式摩擦支撐的摩擦熱效應

影響

初始摩擦力不一樣，摩擦產(chǎn)生的熱量不同。保持摩擦支撐其他設計參數(shù)不變，只改變初始摩擦力F。，分析不同初始摩擦力對芯軸式摩擦支撐的摩擦熱效應，分析中設計了50 kN （MCI），100 kN（MC2）， 150 kN （MC3）， 200 kN （MC4）和250 kN（MC5）五種不同初始摩擦力模型。

芯軸式摩擦支撐在不同初始摩擦力影響下，拉壓循環(huán)過程中的摩擦力變化值和摩擦12圈后摩擦接觸面最高溫度值如表3所示，摩擦力與溫度的變化對比如圖8所示。主要對比參數(shù)有芯軸式摩擦支撐摩擦6圈后受拉摩擦力F11和受壓摩擦力Fy1、摩擦12圈后受拉摩擦力F12和受壓摩擦力Fy2、最高溫度Th和摩擦力增長值△F。

結(jié)合表3和圖8可知：五個不同初始摩擦力的芯軸式摩擦支撐模型在摩擦過程中溫度都不斷升高，摩擦力不斷上升，并且隨著初始摩擦力的增加，溫度上升速率加快，摩擦力增長的速率也加快。芯軸式摩擦支撐的初始摩擦力每增加50 kN，拉壓循環(huán)摩擦12圈后摩擦接觸面溫度的上升值要增加IO--12℃;摩擦支撐的受拉摩擦力比初始摩擦力要增加45%-58%，受壓摩擦力比初始摩擦力增加59%-68%。由于摩擦芯軸、摩擦片和套筒受熱發(fā)生膨脹，摩擦芯軸與摩擦片的厚度方向的膨脹使摩擦接觸面的壓力增加，因此導致摩擦力不斷上升，溫度不斷升高。

圖9給出了MCI和MC5兩組模型的溫度場分布圖。由圖可知：高溫區(qū)主要集中在摩擦芯軸與摩擦片的摩擦接觸面上;由于熱傳導作用，套筒溫度也大幅上升，但低于摩擦片和摩擦芯軸的溫度。初始摩擦力為50 kN的芯軸式摩擦支撐，溫度最高只有31℃，套筒溫度也只有29℃;初始摩擦力為250 kN的芯軸式摩擦支撐，溫度最高到達74℃，套筒溫度到達65℃。由此可知摩擦支撐設計承載力越大，摩擦產(chǎn)生的熱量越多，部件溫度越高。溫度的升高導致摩擦接觸面越容易被氧化和發(fā)生粘合現(xiàn)象，致使摩擦接觸面磨損增加，建議在設計大承載力摩擦支撐時應考慮摩擦熱效應影響。

4.2 摩擦片厚度對芯軸式摩擦支撐的摩擦熱效應

影響

保持摩擦芯軸尺寸、套筒厚度和其余設計參數(shù)不變，改變摩擦片厚度，分析不同厚度摩擦片對新型摩擦支撐的摩擦熱效應影響。由于摩擦片上要加載壓力，摩擦片過薄容易變形破壞，分析中設計了5mm （MC6），6 mm （MC7），8 mm （MC2）， 10 mm（MC8）和12 mm（ MC9）五種不同厚度摩擦片模型。不同厚度摩擦片影響下摩擦力變化及最高溫度值如表4所示，對摩擦力和溫度的變化進行對比分析如圖10所示。gzslib202204041645

從表4和圖10可知：隨著摩擦片厚度的增加，溫度上升速率變化較小，但摩擦力上升速率增大。5 mm厚的摩擦片支撐拉壓循環(huán)摩擦12圈后受拉摩擦力增長21%，受壓摩擦力增長31%;12 mm厚的摩擦片的支撐拉壓循環(huán)12圈后受拉摩擦力增長77%，受壓摩擦力增長114%;摩擦片厚度的增加對摩擦產(chǎn)生的熱量影響不大，各組厚度摩擦片的支撐摩擦接觸面的最高溫度相差只有0--3℃ 。由于摩擦片厚度的增加，相同溫度下摩擦片膨脹量增加，導致摩擦接觸面壓力增加，摩擦力上升加快。

由圖10（a）中滯回曲線可知，芯軸式摩擦支撐摩擦片厚10 mm時，受摩擦熱影響摩擦力急劇增大，初始摩擦力為100 kN，拉壓循環(huán)摩擦12圈后受壓摩擦力增長到187 kN，這容易導致支撐使用過程中發(fā)生破壞，同時摩擦片過厚容易影響芯軸式摩擦支撐的散熱。根據(jù)劉金龍等26的試驗研究，壓力為50 N的銅銷與鋼盤摩擦磨損擬合結(jié)果為：式中 y為磨損率，10 -6mg/（m2.s）;x為銷的直徑，mm;c1為接觸系數(shù)，y0為最小磨損率。把摩擦芯軸直徑代人，得到磨損率為：2.09×10 -6 mg/（ m2.s），根據(jù)文中試驗數(shù)據(jù)，相同直徑銅銷，不同壓力下磨損率幾乎成線性增長，芯軸式摩擦支撐接觸面壓力最少達到100 kN，預估新型芯軸式摩擦支撐摩擦片磨損率到達4.18×10-3 mg/（m2.s），所以摩擦片過薄容易被磨穿破壞，摩擦支撐摩擦片厚度建議取5--8 mm。

4.3 摩擦芯軸比熱容對芯軸式摩擦支撐的摩擦熱

效應影響

設計五組不同摩擦芯軸比熱容系數(shù)模型MC10，MC5，MC11，MC12，MC13，比熱容系數(shù)分別為450，500，550，600和650 J/（kg.K），其余設計參數(shù)相同，研究比熱容對芯軸式摩擦支撐熱效應影響。

表5給出了不同比熱容影響下摩擦力變化數(shù)值及摩擦接觸面的最高溫度值，圖11給出了不同比熱容下芯軸式摩擦支撐摩擦力與溫度的變化對比分析。

由表5和圖11可知：隨著摩擦芯軸比熱容增加，循環(huán)過程中摩擦支撐溫度上升放緩，摩擦力增長速率下降。摩擦芯軸比熱容每增加50 J/（ kg.K），摩擦支撐摩擦12圈后摩擦接觸面的最高溫度值下降3～4℃，摩擦力增長值下降8～16 kN。

圖12給出了MCIO和MC13兩種不同比熱容的摩擦芯軸溫度場分布圖，可以看出：提高材料比熱容有助降低摩擦接觸面溫度的升高。摩擦支撐比熱容系數(shù)為450 J/（kg.K）的模型，摩擦芯軸摩擦面最高溫度為78℃，而摩擦支撐比熱容系數(shù)為650 J/（ kg.K）的模型，摩擦芯軸摩擦面最高溫度為66℃。因此摩擦支撐設計時可以選用比熱容較高的材料，可以很好地減少摩擦接觸面溫度升高，溫度的下降有助于減少摩擦接觸面氧化磨損和黏著磨損，提高摩擦支撐使用壽命。

4.4 摩擦系數(shù)對芯軸式摩擦支撐的摩擦熱效應影響

分析摩擦系數(shù)對芯軸式摩擦支撐熱效應影響，摩擦系數(shù)依次取0.7 （MC14），0.6 （MC15），0.5（MC5），0.4（ MC16）和0.3（MC17），調(diào)節(jié)接觸壓力，保持初始摩擦力250 kN不變，對芯軸式摩擦支撐進行模擬分析。

摩擦系數(shù)影響下摩擦力變化及最高溫度值如表6所示，不同摩擦系數(shù)下芯軸式摩擦支撐摩擦力與溫度的變化對比分析如圖13所示。由表6和圖13可知：保持初始摩擦力不變，隨著摩擦系數(shù)增大，摩擦熱效應影響增大。其變化規(guī)律：摩擦系數(shù)每增加O.I，拉壓循環(huán)12圈后受拉摩擦力增加17～34 kN，受壓摩擦力增加33--41 kN;摩擦系數(shù)每增加0.1，溫度上升值增加2--6℃。由于模擬中假設所有摩擦功全部轉(zhuǎn)化為熱能，根據(jù)能量守恒定律，摩擦接觸面單位面積產(chǎn)生的熱量為：

式中μ為摩擦系數(shù)，P為摩擦接觸面壓強，V為摩擦接觸面相對滑動速度，J為熱功當量。

在芯軸式摩擦支撐的初始摩擦力和相對滑動速度V相同的情況下，初始摩擦階段支撐所產(chǎn)生的熱量相差不大，在摩擦過程中摩擦部件受熱發(fā)生膨脹導致摩擦接觸面壓強不斷增加，摩擦支撐的摩擦系數(shù)越大摩擦力增長越快，所以摩擦系數(shù)大的摩擦支撐在摩擦過程中產(chǎn)生的熱量更多。為了減少支撐摩擦接觸面摩擦生熱對支撐的不利影響，降低摩擦熱量的產(chǎn)生，建議可采取增大摩擦接觸面面積、減少摩擦接觸面壓強和適當減少摩擦系數(shù)等措施。

4.5 芯軸式摩擦支撐各因素影響評估

本文討論了初始摩擦力、摩擦片厚度、摩擦芯軸比熱容以及摩擦系數(shù)對芯軸式摩擦支撐摩擦熱效應的影響。根據(jù)實際工程需要，設計合理初始摩擦力的支撐，可以避免初始摩擦力過大。摩擦片厚度對支撐力學性能影響較小，按建議值取5--8 mm即可。材料比熱容以及摩擦系數(shù)對芯軸式摩擦支撐摩擦熱效應的影響較大，設計者設計時應該引起注意，采取有效措施。常用的摩擦材料除了表2中給出的鋼材與黃銅外，還有鋁和陶瓷摩擦片等。鋁材的摩擦系數(shù)為0.36，比熱容為880 J/（kg.K），熱導率為217W/（m.K）。陶瓷摩擦片具有穩(wěn)定的摩擦系數(shù)0.45--0.55，高比熱容為850 J/（kg.K）等特點，但其熱導率較低。越來越多的有機復合摩擦材料的開發(fā)正在對摩擦阻尼器的有效應用產(chǎn)生積極影響。

4.6 芯軸式摩擦支撐數(shù)值結(jié)果與理論結(jié)果對比驗

證分析

把摩擦支撐各部件尺寸參數(shù)和模擬計算得到的溫度代人式（9）～（14），溫度取各部件最高溫度的80%，計算得到MC1摩擦12圈后摩擦力增長值為29.9 kN，MC5摩擦12圈后摩擦力增長值為178.4kN，按平面應變計算則分別為31.6 kN和187.7 kN;MC6摩擦12圈后摩擦力增長值為33.9 kN，MC9摩擦12圈后摩擦力增長值為124.1 kN，按平面應變計算則分別為35.8 kN和130.6 kN，以上計算結(jié)果與圖8（b）和圖10（b）中模擬計算的受壓摩擦力增長值很接近，誤差在7%～26%之間。MCI與MC5主要是初始摩擦力不同導致各部件溫度和接觸面均布壓力增長值不同，所以初始摩擦力較大的摩擦支撐摩擦生熱影響下摩擦力增長更快;MC6與MC9由于摩擦片厚度不同，導致摩擦片膨脹量和傳給套筒熱量不一樣，所以摩擦片較厚的摩擦支撐摩擦生熱影響下摩擦力增長更快。gzslib202204041646

5 結(jié)論

根據(jù)芯軸式摩擦支撐的構(gòu)造特點，建立滑動摩擦動熱轉(zhuǎn)換的滯回能量耗散模型，給出了溫度影響下接觸面均布壓力增長值理論計算公式，并對芯軸式摩擦支撐的一些重要參數(shù)進行了分析，得到以下結(jié)論：

（1）芯軸式摩擦支撐在摩擦過程中，溫度不斷上升，導致摩擦力不斷上升，高溫區(qū)主要集中在摩擦芯軸和摩擦片的摩擦接觸面上。

（2）初始摩擦力越大，摩擦產(chǎn)生的熱量越多，芯軸式摩擦支撐摩擦熱效應越明顯，即溫度上升更快，導致摩擦力上升加快;隨著摩擦片厚度的增加，摩擦接觸面的溫度上升速率變化較小，但摩擦力上升速率增大，為減少芯軸式摩擦支撐摩擦熱效應影響，同時為防止摩擦片過薄導致被磨穿破壞，建議摩擦片厚度取5～8 mm。

（3）隨著摩擦系數(shù)的增加，芯軸式摩擦支撐摩擦熱效應越明顯;材料比熱容的增加可減少摩擦熱效應，為降低溫度對摩擦支撐性能的影響，摩擦支撐設計時可采取選用高比熱容的摩擦材料，增大摩擦接觸面面積，減少摩擦接觸面壓強和適當減少摩擦系數(shù)等措施。

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