權(quán)凌霄，姚仁逸，王浩博，李繼鋒，李澤強(qiáng)

(1.燕山大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004；2.河北省重型機(jī)械流體動(dòng)力傳輸與控制實(shí)驗(yàn)室，河北 秦皇島 066004；3.洛陽(yáng)軸承研究所有限公司，河南 洛陽(yáng) 471039)

斜撐式超越離合器是直升機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)的關(guān)鍵部件，具有承載能力強(qiáng)，結(jié)構(gòu)緊湊，制造工藝性好等優(yōu)點(diǎn)，對(duì)直升機(jī)傳動(dòng)性能有重要影響。在高速、重載工況下，超越離合器需要滿足更高的承載能力，快速楔合脫楔能力以及既定的使用壽命[1]。某型高速斜撐式超越離合器使用過(guò)程中存在楔合失敗、楔合響應(yīng)慢等問(wèn)題，為進(jìn)一步優(yōu)化該離合器，需對(duì)其契合性能影響因素進(jìn)行分析。

關(guān)于離合器的研究主要有：文獻(xiàn)[2]基于Pro/E建立斜撐式離合器三維模型，并采用ADAMS分析了內(nèi)滾道錐度誤差對(duì)離合器楔合性能的影響，結(jié)果表明內(nèi)錐度誤差對(duì)離合器楔合性能影響較大，需嚴(yán)格控制；文獻(xiàn)[3]基于ADAMS對(duì)雙向楔塊式超越離合器的楔合過(guò)程進(jìn)行仿真分析，得到了該超越離合器的楔合時(shí)間、響應(yīng)時(shí)間、楔塊和襯套的轉(zhuǎn)速以及楔塊和襯套楔合時(shí)的沖擊力和穩(wěn)態(tài)力等參數(shù)；文獻(xiàn)[4]對(duì)滾柱式超越離合器典型的超越和楔合工況進(jìn)行分析，研究了超越過(guò)程中的彈簧響應(yīng)特性及楔合時(shí)間、沖擊載荷等接觸特性參數(shù)；文獻(xiàn)[5]建立多因素滑動(dòng)模型分析了斜撐式超越離合器楔合過(guò)程中的打滑現(xiàn)象，結(jié)果表明楔合瞬間接觸副會(huì)產(chǎn)生較大的沖擊載荷，該沖擊載荷與內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速差有關(guān)；文獻(xiàn)[6]建立了離合器楔合過(guò)程中的多因素滑動(dòng)模型，分析了斜撐塊的質(zhì)心位置對(duì)離合器力學(xué)性能的影響；文獻(xiàn)[7]基于有限元法分析了斜撐塊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)超越離合器楔合瞬間的振動(dòng)和滑移特性的影響，結(jié)果表明斜撐塊的凸緣在大負(fù)載情況下可起到保護(hù)作用；文獻(xiàn)[8]通過(guò)試驗(yàn)分析了不同結(jié)構(gòu)的斜撐式超越離合器的靜態(tài)超扭、動(dòng)態(tài)楔合及斜撐塊疲勞性能；文獻(xiàn)[9]分析了斜撐式超越離合器楔合瞬間的力學(xué)特性，結(jié)果表明楔合轉(zhuǎn)速是影響超越離合器性能的重要因素，楔合轉(zhuǎn)速過(guò)高會(huì)使斜撐塊卡死，且主機(jī)機(jī)動(dòng)性受超越離合器楔合時(shí)間的影響，楔合時(shí)間短，系統(tǒng)響應(yīng)快，主機(jī)機(jī)動(dòng)性好。

在上述研究的基礎(chǔ)上，建立斜撐式超越離合器動(dòng)力學(xué)模型，分析斜撐塊和內(nèi)、外圈的摩擦因數(shù)、彈簧等效力矩、負(fù)載等效質(zhì)量、阻尼、接觸剛度對(duì)離合器楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差的影響，以期為該類離合器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供參考。

1 高速斜撐超越離合器工作原理

高速斜撐超越離合器結(jié)構(gòu)包括內(nèi)圈、斜撐塊、環(huán)形彈簧、保持架、外圈，如圖1所示，Ri，Re分別為內(nèi)、外圈半徑。

1—內(nèi)圈；2—斜撐塊；3—環(huán)形彈簧；4—保持架；5—外圈。圖1 高速斜撐超越離合器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of high speed sprag overrunning clutch

當(dāng)外圈(主動(dòng)件)相對(duì)內(nèi)圈逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，因彈簧的張緊力以及斜撐塊和滾道的摩擦力，斜撐塊繞其中心逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，此時(shí)斜撐塊楔緊于內(nèi)、外圈之間，外圈的運(yùn)動(dòng)和載荷傳到內(nèi)圈，離合器進(jìn)入楔合工作狀態(tài)；當(dāng)外圈相對(duì)內(nèi)圈順時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，因彈簧的張緊力以及斜撐塊和滾道的摩擦力，斜撐塊圍繞其中心順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，導(dǎo)致外圈的運(yùn)動(dòng)和載荷不能傳到內(nèi)圈，離合器進(jìn)入超越工作狀態(tài)。

2 高速斜撐超越離合器動(dòng)力學(xué)仿真模型

以某高速斜撐超越離合器為研究對(duì)象，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)為：外徑30 mm，內(nèi)徑17 mm，安裝寬度15.5 mm，斜撐塊15個(gè)。斜撐塊材料為W18，保持架及內(nèi)、外圈材料為Cr3Ni，材料參數(shù)見表1。

表1 材料參數(shù)Tab.1 Material parameters

建模時(shí)作如下假設(shè)：1)裝配間隙為0，制造誤差忽略不計(jì)；2)轉(zhuǎn)動(dòng)約束為理想約束；3)各零件均視為剛體；4)不考慮斜撐塊和滾道變形對(duì)動(dòng)力學(xué)性能的影響。

高速斜撐超越離合器仿真模型參數(shù)設(shè)置取決于外圈負(fù)載的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、離合器旋轉(zhuǎn)阻尼、離合器旋轉(zhuǎn)剛度等，考慮內(nèi)、外圈初始速度、加速度以及外圈負(fù)載力矩等初始條件，基于ADAMS/View仿真軟件建立離合器差速仿真模型，約束和載荷條件如下：

1)創(chuàng)建內(nèi)圈、外圈、保持架相對(duì)于固定坐標(biāo)系的旋轉(zhuǎn)副。

2)離合器旋轉(zhuǎn)阻尼一部分由內(nèi)、外圈和斜撐塊的摩擦及碰撞產(chǎn)生，與接觸機(jī)理和潤(rùn)滑狀態(tài)有關(guān)，仿真時(shí)應(yīng)設(shè)置碰撞阻尼。離合器旋轉(zhuǎn)剛度由內(nèi)、外圈和斜撐塊的碰撞產(chǎn)生，與內(nèi)、外圈和斜撐塊的剛度有關(guān)，仿真時(shí)應(yīng)設(shè)置碰撞剛度。

斜撐式超越離合器為含間隙的多剛體動(dòng)力學(xué)模型，碰撞過(guò)程需考慮間隙的影響，故以赫茲接觸理論為基礎(chǔ)計(jì)算碰撞參數(shù)。ADAMS在處理碰撞問(wèn)題時(shí)主要有恢復(fù)系數(shù)法和等效彈簧阻尼法，對(duì)應(yīng)的算法為補(bǔ)償法和沖擊函數(shù)法，本文采用沖擊函數(shù)法分析碰撞參數(shù)，需選擇合適的接觸剛度K、切入深度d、力指數(shù)e和阻尼D。

兩接觸體的接觸剛度為

(1)

式中：R為兩接觸體在接觸點(diǎn)的相對(duì)曲率半徑；R1，R2為兩接觸體在接觸點(diǎn)的曲率半徑；E*為綜合彈性模量；ν1，ν2為兩接觸體材料的泊松比；E1，E2為兩接觸體材料的彈性模量。

斜撐塊與內(nèi)、外圈的碰撞參數(shù)[2]見表2。

表2 斜撐塊和內(nèi)、外圈的碰撞參數(shù)Tab.2 Collision parameters between sprag and inner and outer rings

3)將離合器工作時(shí)的負(fù)載等效為負(fù)載轉(zhuǎn)矩，施加在離合器外圈上。

4)將彈簧作用簡(jiǎn)化為力矩形式，經(jīng)計(jì)算彈簧力矩T與內(nèi)圈轉(zhuǎn)速ni的關(guān)系為

T=[6.485e-9(ni/6)2+2.4]×2.85。

(2)

5)內(nèi)圈施加勻加速驅(qū)動(dòng)，外圈施加勻減速驅(qū)動(dòng)。

基于ADAMS建立的高速斜撐超越離合器動(dòng)力學(xué)模型如圖2所示。

圖2 高速斜撐超越離合器動(dòng)力學(xué)模型Fig.2 Dynamic model of high speed sprag overrunning clutch

3 高速斜撐超越離合器轉(zhuǎn)速初始條件

本文主要研究高速斜撐超越離合器由超越狀態(tài)到楔合狀態(tài)的差速楔合過(guò)程，為縮短仿真時(shí)間，簡(jiǎn)化差速楔合過(guò)程，將內(nèi)、外圈同速前0.1 s時(shí)刻的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速設(shè)為初始轉(zhuǎn)速，仿真過(guò)程包含差速和楔合階段，內(nèi)、外圈初始轉(zhuǎn)速及轉(zhuǎn)速曲線如圖3所示：1)內(nèi)圈初始轉(zhuǎn)速ni為12 541.33 r/min，做加速運(yùn)動(dòng)；2)外圈轉(zhuǎn)速ne初始為13 158.14 r/min，做減速運(yùn)動(dòng)；3)理想狀態(tài)下內(nèi)、外圈楔合轉(zhuǎn)速n為12 600.00 r/min。

圖3 高速斜撐超越離合器理想差速楔合過(guò)程Fig.3 Ideal differential wedging process of high speed sprag overrunning clutch

4 高速斜撐超越離合器楔合性能影響因素分析

在理想狀態(tài)下，離合器按圖3轉(zhuǎn)速過(guò)程楔合，但楔合過(guò)程會(huì)受慣性及離合器零件間的碰撞影響，存在延遲，在此通過(guò)動(dòng)力學(xué)模型分析摩擦因數(shù)、彈簧等效力矩、負(fù)載等效質(zhì)量、阻尼、接觸剛度對(duì)離合器楔合轉(zhuǎn)速的影響。楔合過(guò)程中內(nèi)、外圈存在轉(zhuǎn)速差，最大轉(zhuǎn)速差Δmax是衡量楔合性能的指標(biāo)，下文也將對(duì)其進(jìn)行分析。定義內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速差為

Δ=ne-ni。

(3)

4.1 摩擦因數(shù)

結(jié)合材料有/無(wú)潤(rùn)滑下的摩擦狀況，設(shè)置4組摩擦因數(shù)組合：1)fs=0.10，f=0.08；2)fs=0.20，f=0.16；3)fs=0.30，f=0.24；4)fs=0.40，f=0.32。不同摩擦因數(shù)組合下內(nèi)、外圈的轉(zhuǎn)速曲線如圖4所示，根據(jù)圖4可得不同摩擦因數(shù)組合下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差，見表3。

圖4 不同摩擦因數(shù)下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線Fig.4 Speed curves of inner and outer rings under different friction coefficients

表3 不同摩擦因數(shù)組合下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差Tab.3 Wedging speed and maximum speed difference between inner and outer rings under different friction coefficients

由圖4和表3可知：隨摩擦因數(shù)增大，契合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差Δmax幾乎不變，說(shuō)明摩擦因數(shù)對(duì)離合器楔合性能影響較小。

4.2 彈簧力矩

將彈簧作用等效為力矩加載到斜撐塊上，分別設(shè)置1倍、2倍、3倍、4倍的彈簧力矩，不同彈簧力矩下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線如圖5所示，根據(jù)圖5可得不同彈簧力矩下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差，見表4。由圖5和表4可知：隨彈簧力矩增大，楔合轉(zhuǎn)速減小，楔合時(shí)間提前，內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差Δmax增大。這是由于彈簧力矩增大，在超越階段斜撐塊與外圈的接觸力增大，導(dǎo)致摩擦力增大，外圈轉(zhuǎn)速減小，但楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差變化較小，說(shuō)明彈簧力矩對(duì)離合器楔合性能影響較小。

圖5 不同彈簧力矩下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線Fig.5 Speed curves of inner and outer rings under different spring torques

表4 不同彈簧力矩下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差Tab.4 Wedging speed and maximum speed difference between inner and outer rings under different spring torques

4.3 負(fù)載等效質(zhì)量

離合器輸出端外圈負(fù)載與外圈和驅(qū)動(dòng)負(fù)載的機(jī)械結(jié)構(gòu)有關(guān)，直接影響楔合沖擊力及楔合時(shí)間，可將外圈負(fù)載等效為外圈質(zhì)量。外圈質(zhì)量分別設(shè)置為11.13，22.26，44.52，89.04 kg，內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線如圖6所示，根據(jù)圖6可得不同外圈質(zhì)量下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差，見表5。由圖6和表5可知：隨外圈質(zhì)量增大，楔合時(shí)間延遲，楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差Δmax增大，說(shuō)明負(fù)載對(duì)離合器楔合性能影響較大。

圖6 不同外圈質(zhì)量下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線Fig.6 Speed curves of inner and outer rings under different outer ring masses

表5 不同外圈質(zhì)量下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差Tab.5 Wedging speed and maximum speed difference between inner and outer rings under different outer ring masses

4.4 阻尼

不同阻尼下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線如圖7所示，根據(jù)圖7可得不同阻尼下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差， 見表6。

圖7 不同阻尼下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線Fig.7 Speed curves of inner and outer rings under different dampings

表6 不同阻尼下的楔合轉(zhuǎn)速及內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差Tab.6 Wedging speed and maximum speed difference between inner and outer rings under different dampings

由圖7和表6可知： 隨阻尼增大，楔合時(shí)間提前，楔合轉(zhuǎn)速增大，內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差減小，但楔合轉(zhuǎn)速和內(nèi)、外圈最大轉(zhuǎn)速差變化較小，說(shuō)明阻尼對(duì)離合器的楔合性能影響較小。

4.5 接觸剛度

由于接觸剛度數(shù)量級(jí)較大，分別設(shè)置0.1倍、10倍、100倍的接觸剛度，不同接觸剛度下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線如圖8所示：0.1倍接觸剛度下外圈轉(zhuǎn)速低于內(nèi)圈，內(nèi)圈不能帶動(dòng)外圈，這主要是由于接觸剛度小，斜撐塊同內(nèi)、外圈的接觸或楔合不能傳遞足夠的力或力矩；10倍、100倍接觸剛度時(shí)外圈轉(zhuǎn)速波動(dòng)較大，未能隨內(nèi)圈穩(wěn)定轉(zhuǎn)動(dòng)，這是由于接觸剛度較大時(shí)系統(tǒng)穩(wěn)定性較差，離合器無(wú)法穩(wěn)定楔合，故在設(shè)計(jì)高速斜撐超越離合器時(shí)應(yīng)合理選擇接觸剛度。

圖8 不同接觸剛度下的內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速曲線Fig.8 Speed curves of inner and outer rings under different contact stiffnesses

5 結(jié)論

基于ADAMS建立某型高速斜撐式超越離合器動(dòng)力學(xué)仿真模型，分析了斜撐塊與內(nèi)、外圈的摩擦因數(shù)、彈簧等效力矩、負(fù)載等效質(zhì)量、阻尼、接觸剛度對(duì)離合器楔合性能的影響，得到以下結(jié)論：

1)負(fù)載等效質(zhì)量、接觸剛度對(duì)離合器楔合性能影響較大，摩擦因數(shù)、彈簧等效力矩、阻尼對(duì)離合器楔合性能影響較小；

2)隨負(fù)載等效質(zhì)量增大，楔合時(shí)間延長(zhǎng)，楔合轉(zhuǎn)速增大；

3)接觸剛度過(guò)小會(huì)導(dǎo)致離合器楔合失敗，接觸剛度過(guò)大會(huì)導(dǎo)致斜撐塊受到較大沖擊，離合器無(wú)法達(dá)到穩(wěn)定楔合狀態(tài)。