蘇楠陽，吳學(xué)深，楊星光，鮑和云

（1.中國航發(fā)湖南動力機械研究所 直升機傳動技術(shù)重點實驗室，湖南株洲 412002；2.陸裝駐株洲地區(qū)航空軍代室，湖南株洲 412002；3.南京航空航天大學(xué) 直升機傳動技術(shù)重點實驗室，南京 210016）

濕式多片摩擦離合器以其傳遞轉(zhuǎn)矩大、接合平穩(wěn)、具有較好的散熱性而被廣泛應(yīng)用于航空、船舶等領(lǐng)域。其接合過程主要是由活塞推動對偶鋼片使得多片摩擦片與對偶鋼片接合，由于接合迅速且主從動端有較大轉(zhuǎn)速差，導(dǎo)致摩擦副間會產(chǎn)生大量的熱。大量的摩擦熱會對摩擦片產(chǎn)生熱變形、熱膨脹等不良影響，甚至?xí)?dǎo)致摩擦片過熱燒毀，對離合器傳遞轉(zhuǎn)矩的穩(wěn)定性及使用壽命產(chǎn)生影響。因此，對的濕式離合器摩擦副熱仿真對濕式摩擦離合器具有一定的工程指導(dǎo)意義。

Bassi 等[1]采用VOF 多相法對不同轉(zhuǎn)速下的摩擦副間油液分布進行了仿真，得到了摩擦副間的油液體積分數(shù)。Xiao 等[2]建立了濕式離合器兩相耦合傳熱模型，對離合器滑摩過程進行流固耦合仿真，對開槽摩擦片的對流換熱、溫度分布及變化規(guī)律進行了分析討論。Bao 等[3]建立了摩擦離合器瞬態(tài)熱分析模型，采用摩擦盤和鋼盤分區(qū)的方法建立了瞬態(tài)熱加載過程，對不同溝槽形狀的濕式離合器摩擦副接合過程瞬態(tài)溫度場進行了分析，對對流換熱系數(shù)和熱流密度進行了計算。Yang 和Tang[4]利用MSC/NASTRAN 建立了離合器接觸過程中盤的瞬態(tài)接觸過程和傳熱規(guī)律的動力學(xué)模型，提出了濕式離合器摩擦副的導(dǎo)熱規(guī)律。Mahmud[5]和 Novi 等[6]利用流體力學(xué)仿真軟件仿真分析了油膜擠壓速度、進油溫度、初始轉(zhuǎn)速和供油流量等因素，對摩擦副間軸向和徑向溫度分布的影響。Lin 等[7]和Li 等[8]建立了不同槽型摩擦片的三維傳熱分析模型，并采用計算流體動力學(xué)（CFD）技術(shù)，研究了摩擦副滑摩階段油液分布及溫度場瞬態(tài)特性。

陳靜等[9]對3 種不同的離合器壓盤采用計算流體力學(xué)方法，分析了摩擦副間的油液及空氣流動情況。郭程杰[10]和胡宏偉等[11]建立了摩擦副的瞬態(tài)溫度有限元模型，研究了接合壓力、接合速度、摩擦副厚度等對接合過程瞬態(tài)溫度場的影響，獲得了接合過程摩擦副溫度場的變化規(guī)律。陸建榮[12]和顧健華等[13]基于Ansys 建立摩擦副瞬態(tài)熱分析模型，得到摩擦片與對偶鋼片的不同時間溫度分布情況，同時對比不同油槽對摩擦片溫度場的影響。程鋮[14]和楊勇強等[15]針對兩種不同的摩擦熱流密度模型進行離合器有限元熱分析，得出持續(xù)滑摩下摩擦副溫度場隨時間及空間的變化。黃晨等[16]依據(jù)摩擦副熱學(xué)模型，計算出片間熱流密度及對流換熱系數(shù)，以此為對偶鋼片有限元模型的邊界條件進行分析，研究了不同運行參數(shù)下對偶鋼片瞬態(tài)溫度場分布。

本文對多片濕式摩擦離合器進行簡化，建立單對摩擦副三維有限元模型，將油槽轉(zhuǎn)化為當(dāng)量圓柱體建立對流換熱模型，對單對摩擦副進行瞬態(tài)及穩(wěn)態(tài)熱仿真分析，得到摩擦片及對偶鋼片隨不同加載時間及其沿徑向和軸向的溫度分布。同時，對摩擦片的材料及槽型進行熱分析，探究兩者對摩擦副溫度的影響，通過試驗驗證仿真結(jié)果的正確性。

1 瞬態(tài)熱模型

為了分析摩擦離合器接合過程中的溫度變化，采用Ansys Workbench 中的熱分析模塊（Transient thermal）進行分析。在Workbench 中無法模擬油液的實際潤滑冷卻情況，而是將油液的冷卻效果轉(zhuǎn)換為對流換熱系數(shù)加載在模型上，使得摩擦離合器中各摩擦副的邊界條件均一致，因此，為了方便仿真計算，選取一對摩擦副作為研究對象進行分析。建立的模型如圖1 所示。本模型摩擦片由摩擦基片和摩擦襯片組成，兩側(cè)摩擦襯片厚度為0.6 mm，摩擦基片厚度為1.8 mm，而考慮到鋼片在離合器中兩側(cè)面分別與兩側(cè)的摩擦片形成摩擦副，具有對稱性，因此，取鋼片實際厚度3 mm 的一半作為分析鋼片的厚度，為1.5 mm。

圖1 瞬態(tài)熱仿真模型Fig.1 The transient thermal simulation model

1.1 對流換熱系數(shù)計算

瞬態(tài)熱分析中用對流換熱系數(shù)來表示油液的對流換熱過程。濕式離合器摩擦片表面存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜的油槽，油槽形成的腔體為六面體而非圓柱體，因此需將該六面體油槽轉(zhuǎn)化為當(dāng)量圓柱體建立對流換熱模型，轉(zhuǎn)化為圓柱體后的當(dāng)量直徑計算式為

式中：Ae為摩擦片油槽截面周長，m；Se為摩擦片油槽截面面積，m2。

潤滑油隨著濕式離合器在工作過程中高速旋轉(zhuǎn)，在濕式離合器接合過程中不僅有離心力作用產(chǎn)生沿徑向的速度vr，潤滑油也有沿圓周方向的速度vt。油槽內(nèi)流動速度示意圖如圖2所示。

圖2 油槽內(nèi)潤滑油速度示意圖Fig.2 Schematic diagram of lubricating oil velocity in the oil groove

濕式離合器在工作過程中高速旋轉(zhuǎn)，油槽內(nèi)潤滑油由于離心力作用迅速流出摩擦副形成的腔體，該過程潤滑油徑向平均速度計算式為

式中：le為濕式離合器摩擦片徑向油槽特征長度，m，le=ro–ri；ω（t）為濕式離合器摩擦片轉(zhuǎn)動角速度，rad/s；re為濕式離合器摩擦片的等效半徑，m，re=。

摩擦片油槽內(nèi)潤滑油平均切向速度計算式為

摩擦片油槽內(nèi)潤滑油總速度計算式為

該條件下潤滑油的雷諾數(shù)計算式為

式中vp為潤滑油的運動黏度，m2/s。

濕式離合器潤滑油普朗特數(shù)計算式為

式中：ρp為潤滑油的密度，kg/m3；cp為潤滑油的比熱容，J/（kg·K）；λp為潤滑油的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。

將徑向油槽長度為lr的摩擦片槽內(nèi)散熱簡化為圓管內(nèi)強制對流換熱的對流換熱系數(shù)計算式為：

式中：ηf、ηw分別為潤滑油與摩擦副接觸處的潤滑油動力黏度和潤滑油在混合平均溫度下的運動黏度，模型假設(shè)潤滑油屬性不隨外界條件變化，取ηf/ηw=1。

1.2 熱源加載

熱流密度隨著摩擦副上半徑的增大而增大，因此，將摩擦副表面劃分為5 個熱源面，計算各圓環(huán)面上相應(yīng)時刻的平均熱流密度并進行施加，如圖3 所示。濕式摩擦離合器接合過程中，由于相對轉(zhuǎn)速的逐漸減小，摩擦副之間的熱流密度也逐漸減小，為模擬離合器接合過程產(chǎn)熱量的變化，將離合器的接合時間（3 s）分為10 段，將每個圓環(huán)熱源面上各時間段內(nèi)的平均熱流密度依次加載在摩擦副上。

圖3 圓環(huán)上熱流密度按照時間步長加載Fig.3 Time-stepped loading of heat flux density on the circular ring

2 瞬態(tài)熱結(jié)果分析

圖4 為鋼片在接合時間3 s 內(nèi)的溫度變化，由圖可知，在鋼片徑向上，溫度始終存在差異，呈現(xiàn)在某時刻時，內(nèi)環(huán)溫度低，出現(xiàn)最高溫之前，隨著半徑的增加，溫度升高，最高溫出現(xiàn)在靠近外環(huán)處，外環(huán)溫度最低，這是因為鋼片外環(huán)為非摩擦副區(qū)域，沒有熱源。

圖4 鋼片溫度Fig.4 Temperature distribution in the steel plate

圖5 為摩擦片在接合時間3 s 內(nèi)的溫度變化。由圖可知，與鋼片的溫度分布類似，摩擦片內(nèi)環(huán)和外環(huán)溫度低，最高溫靠近外環(huán)。相比于鋼片最低溫在最外環(huán)，摩擦片最低溫出現(xiàn)在內(nèi)環(huán)，這是因為摩擦片外環(huán)是熱源面，靠近非熱源面的鋼片外環(huán)，散熱性能好，通過熱傳導(dǎo)將熱量傳給了鋼片外環(huán)，溫度降低，而內(nèi)環(huán)所處半徑小，熱流密度小，因此溫度最 低。

圖5 摩擦片溫度Fig.5 Temperature distribution in the friction disk

圖6 顯示的是鋼片在離合器摩擦副接合過程中熱量由表面向內(nèi)部的傳導(dǎo)的過程，由圖可見，自摩擦副開始產(chǎn)熱，熱量逐漸由摩擦表面?zhèn)魅脘撈湍Σ疗瑑?nèi)部，在t=2.4 s 左右時達到平衡。

圖6 鋼片內(nèi)部溫度傳導(dǎo)Fig.6 Internal temperature conduction in the steel plate

摩擦片由襯片和基片兩部分構(gòu)成，襯片是與鋼片表面接觸形成摩擦副，即襯片表面為熱源面。當(dāng)采用紙基材料槽襯片時，由于紙基材料導(dǎo)熱性差，熱量無法從襯片表面?zhèn)鲗?dǎo)到基片，因此，基片的溫度始終為初始溫度，如圖7 所示。

圖7 摩擦片內(nèi)部溫度傳導(dǎo)Fig.7 Internal temperature conduction in the friction disk

3 摩擦副穩(wěn)態(tài)熱分析

仿真除了得到各種槽型摩擦副的最高溫，也還得到了摩擦副上的溫度分布。本文分別計算了不同槽型和不同材料時，摩擦副的穩(wěn)態(tài)溫度分布，槽型結(jié)構(gòu)如圖8 所示。

圖8 摩擦片槽型Fig.8 Geometry of the friction disk groove

接合過程中濕式離合器不同槽型摩擦副的溫度分布如圖9 所示，可以看出，在接合完成時，5 種相同材料不同槽型的摩擦副最高溫由高到低依次上雙向平行槽、螺旋槽、三向平行槽、雙圓弧槽、華夫槽，華夫槽的油槽面積大，對流換熱較其余4 種油槽劇烈；摩擦片與鋼片的溫度沿周向分布較為均勻；溫度由摩擦片/鋼片的中部向兩端遞減，摩擦片的最低溫出現(xiàn)在油槽位置，因為此處的對流換熱系數(shù)大，熱量大部分被潤滑油帶走。

圖9 接合過程中不同槽型摩擦副最高溫度分布Fig.9 Distribution of maximum temperatures in different groove types during the joining process

圖10 為不同材料的摩擦片構(gòu)成摩擦副的溫度分布，由圖可知，銅基和鐵基華夫槽摩擦片構(gòu)成的摩擦副溫度相差不大，比紙基華夫槽溫度要低很多，約30 ℃。

圖10 接合過程中不同材料摩擦副最高溫度分布Fig.10 Distribution of maximum temperatures in different materials of the friction pair during the joining process

4 試驗驗證

4.1 試驗過程

圖11 為SAE#2 試驗機。熱電偶安裝在對偶鋼片的徑向孔中，圖12 為熱電偶布置圖。

圖11 SAE#2 試驗機Fig.11 SAE #2 test machine

圖12 熱電偶布置Fig.12 Arrangement of thermocouples

摩擦片鋼片安裝圖所圖13 所示。試驗機運行時，主動軸帶動摩擦片至設(shè)定的轉(zhuǎn)速6 000 r/min，活塞的推動使鋼片與摩擦片相互擠壓形成摩擦副，此時撤除動力，摩擦片相對于固定的鋼片轉(zhuǎn)動，并由于受到的摩擦阻力，轉(zhuǎn)速逐漸減小直至為0。摩擦片與鋼片之間由相對轉(zhuǎn)動形成的滑動摩擦力產(chǎn)生大量的熱量，這些熱量大部分由熱傳導(dǎo)傳至各部件內(nèi)部，部分會被油槽中的冷卻油液帶走。上述過程作為試驗?zāi)Σ岭x合器一次接合，之后不斷重復(fù)此過程完成指定接合次數(shù)。為了增加試驗的可靠性，進行了1 000 次的接合試驗。

圖13 摩擦片鋼片安裝圖Fig.13 Installation diagram for the friction disk and steel plate

4.2 試驗與理論分析對比

SAE#2 摩擦磨損測試機中，功率30 kW，最大轉(zhuǎn)速7 500 r/min，轉(zhuǎn)動慣量為0.139 5 kg·m2。SAE#2 試驗機采用摩擦片外徑尺寸為146.15 mm，內(nèi)徑120.55 mm，考慮節(jié)省材料的問題，選取接合壓力為1.2 MPa。

基于紙基摩擦材料的摩擦片當(dāng)油槽結(jié)構(gòu)不同時，研究多對摩擦副摩擦因數(shù)。試驗結(jié)果與仿真數(shù)據(jù)對比如表1 和圖14 所示。

表1 摩擦副最高溫試驗與仿真數(shù)據(jù)對比Tab.1 Comparison of maximum temperatures between experimental and simulation data for the friction pair

圖14 試驗仿真數(shù)據(jù)對比Fig.14 Comparison of experimental and simulation data

由表1 和圖13 可知，各項仿真結(jié)果與對應(yīng)的試驗結(jié)果相差較小，均符合要求誤差標(biāo)準，其中誤差最大的是螺旋槽，平均誤差為10%，幅值誤差為12%。

5 結(jié)論

1）鋼片溫度沿軸向方向逐漸增大，但最外側(cè)溫度最低，因為鋼片外圍為非摩擦區(qū)域，而摩擦片內(nèi)環(huán)溫度最低，外環(huán)溫度最高。摩擦熱沿軸向逐漸由鋼片外邊面?zhèn)鳠嶂羶?nèi)部，而摩擦片由于采用紙基材料，紙基襯片導(dǎo)熱性差，溫度無法傳熱至基片。

2）對比了不同材料的摩擦片構(gòu)成的摩擦副在接合過程中的溫升情況，發(fā)現(xiàn)鐵基的摩擦片雖然溫度特性很好，但其耐磨性較差，一般不用于工程運用中，銅基溫度特性也較好，但其摩擦因數(shù)較小，可能在接合時產(chǎn)生打滑，因此，應(yīng)選用綜合性能較好的紙基摩擦片。

3）對比分析了相同材料下，不同槽型摩擦片構(gòu)成的摩擦副在接合過程中的最高溫。發(fā)現(xiàn)華夫槽摩擦副的溫升較小，特別是在各摩擦副經(jīng)過1 000 次接合后，華夫槽摩擦副的溫度在5 種槽型中最低，說明華夫槽的綜合熱特性較好。

4）分析了仿真結(jié)果與試驗結(jié)果的具體誤差值，兩者結(jié)果的誤差值較小。