張作超 權(quán)凌霄 趙國(guó)慶 王曉偉 馬磊

摘要：針對(duì)斜撐式超越離合器高速楔合容易產(chǎn)生故障的實(shí)際情況，對(duì)其楔合動(dòng)態(tài)過程進(jìn)行研究。工作過程中，斜撐式超越離合器內(nèi)部楔塊之間、楔塊與內(nèi)外環(huán)間以及各部件同保持架間存在碰撞。首先基于Hertz接觸理論，求解了碰撞剛度，為明確各參數(shù)對(duì)高速斜撐超越離合器動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響程度，建立了包括楔合延遲時(shí)間、沖擊力矩、最大轉(zhuǎn)速差等在內(nèi)的評(píng)價(jià)指標(biāo)。同時(shí)，將高速斜撐超越離合器的楔合動(dòng)態(tài)過程進(jìn)行劃分，以研究幾何參數(shù)對(duì)不同響應(yīng)階段的影響。最后，開展了楔塊與內(nèi)環(huán)的摩擦條件、彈簧力、碰撞剛度、阻尼和負(fù)載等對(duì)高速斜撐超越離合器楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)的研究。結(jié)果表明，不同參數(shù)對(duì)所定義的評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響程度不同，極端情況下可導(dǎo)致楔合失敗。該研究可為工程實(shí)踐提供一定的理論參考和指導(dǎo)。

關(guān)鍵詞：高速斜撐超越離合器；楔合過程；動(dòng)態(tài)響應(yīng)

中圖分類號(hào)：TH132；TH113；V19 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A doi：10.3969/j.issn.1006-0316.2024.02.012

文章編號(hào)：1006-0316 （2024） 02-0072-09

Dynamic Response of High-Speed Oblique Overrunning Clutch Wedge

ZHANG Zuochao^1，2，QUAN?Lingxiao^3，4，ZHAO Guoqing³，WANG Xiaowei³，MA Lei^1，2

（?1.?Luoyang Bearing Research Institute Co.， Ltd.， Luoyang 471039， China;2.?Henan Province Key Laboratory of?High Performance Bearing Technology， Luoyang 471039， China;3.?School of Mechanical Engineering，?Yanshan University， Qinhuangdao?066004， China;?4.?Heavy Machinery Fluid Power Transmission and Control Laboratory of Hebei Province，Yanshan University，?Qinhuangdao?066004， China?）

Abstract：Aiming at the actual situation that the high-speed wedging of the oblique overrunning clutch is prone to failures， this paper studies the dynamic process of its wedging. During the working process， there are collisions between the internal wedges， between the wedges and the inner and outer rings， and between the components and the cage. Firstly， the collision stiffness is solved based on the Hertz contact theory. Then the evaluation indexes are established， including the wedging delay time， impact torque， maximum speed difference， etc.， to determine the degree of influence of the dynamic response of the overrunning clutch. At the same time， the wedging dynamic process of the high-speed overrunning clutch is divided to study the influence of the geometric parameters on different response stages. Finally， the friction conditions between the wedge and the inner ring， spring force， collision stiffness， damping and load are studied on the dynamic response of the high-speed oblique overrunning clutch. The results show that different parameters have different degrees of influence on the defined evaluation indicators， which can lead to wedging failure in extreme cases.

Key words：high-speed oblique overrunning clutch；wedging process；dynamic response

直升機(jī)的三大運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)分別是傳動(dòng)系統(tǒng)、發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)和旋翼系統(tǒng)。其中傳動(dòng)系統(tǒng)是實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)與旋翼系統(tǒng)之間動(dòng)力傳遞的唯一途徑。斜撐式超越離合器位于直升機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)中，是直升機(jī)動(dòng)力與輸出部件協(xié)同工作、傳遞扭矩與運(yùn)動(dòng)的關(guān)鍵部件，它使得發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力可以傳遞到旋翼，而旋翼不能反作用于發(fā)動(dòng)機(jī)^[1]。

國(guó)外對(duì)斜撐式超越離合器進(jìn)行了卓有成效的研究，一些企業(yè)也形成了規(guī)模制造能力。Xu等^[2]在彈性力學(xué)的基礎(chǔ)上，根據(jù)不同的接觸類型假設(shè)對(duì)接觸應(yīng)力進(jìn)行了求解，并根據(jù)試驗(yàn)確定點(diǎn)點(diǎn)接觸類型具有更高的求解精度。Chesney等^[3]基于赫茲接觸理論建立斜撐式超越離合器的模型，并求解相關(guān)參數(shù)，研究了質(zhì)心位置對(duì)動(dòng)力學(xué)行為的影響。Vernay等^[4-5]通過試驗(yàn)研究了離合器在不同工作階段可能導(dǎo)致故障的各種因素，分析了瞬時(shí)超扭狀態(tài)時(shí)的力學(xué)特性，以及楔合時(shí)外界交變扭矩下的微動(dòng)滑移情況。Chen等^[6]基于非線性剛度理論建立了離合器楔入及楔合狀態(tài)時(shí)的動(dòng)力學(xué)模型。

國(guó)內(nèi)對(duì)斜撐式超越離合器的研究起步較晚。曲秀全等^[7-9]對(duì)斜撐式離合器進(jìn)行了深入研究與優(yōu)化，并設(shè)計(jì)了拳形和桃形楔形塊的新型斜撐式超越離合器。蓋小濤^[10]較為詳細(xì)地研究了斜撐式超越離合器的楔合時(shí)間、楔塊彈出等特性。王哲^[11]借助ANSYS Workbench研究了彈簧波帶剛度和接觸對(duì)的摩擦系數(shù)對(duì)離合器接觸特性的影響規(guī)律。劉延偉等^[12]研究了非平穩(wěn)激勵(lì)下，通過角度補(bǔ)償來考慮自鎖原件動(dòng)態(tài)特性的影響。劉志輝等^[13]通過集中參數(shù)法建立四自由度橫－扭耦合動(dòng)力學(xué)模型，研究了斜撐式超越離合器扭轉(zhuǎn)剛度及扭轉(zhuǎn)阻尼對(duì)齒輪動(dòng)態(tài)傳遞誤差和動(dòng)載荷的影響，以及齒輪重合度對(duì)斜撐式超越離合器動(dòng)態(tài)溜滑角、最大沖擊力及穩(wěn)態(tài)接觸力的影響。李慎華等^[14]研究了不同約束條件對(duì)斜撐式超越離合器摩擦性能的影響。

本文在總結(jié)前人研究成果的基礎(chǔ)上，首先基于Hertz基礎(chǔ)理論求解接觸剛度，建立動(dòng)態(tài)楔合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)，并對(duì)楔合過程進(jìn)行階段劃分，進(jìn)而研究各項(xiàng)參數(shù)對(duì)楔合動(dòng)態(tài)性能的影響。研究結(jié)果可為斜撐式超越離合器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、楔合性能的進(jìn)一步研究提供參考。

1 基于赫茲接觸理論的碰撞參數(shù)

斜撐式超越離合器的結(jié)構(gòu)如圖1所示。本文中，離合器各部件是通過碰撞和摩擦相互關(guān)聯(lián)的，在超越及楔合狀態(tài)時(shí)，楔塊與內(nèi)外環(huán)、保持架發(fā)生碰撞接觸，所以對(duì)于其碰撞參數(shù)的計(jì)算尤為重要。

根據(jù)以上描述，可將斜撐式超越離合器歸類為含間隙的多體動(dòng)力學(xué)模型，碰撞過程需要考慮間隙的影響，故以Hertz接觸理論為基礎(chǔ)進(jìn)行碰撞參數(shù)計(jì)算。相互接觸物體的接觸剛度與結(jié)構(gòu)尺寸和材料參數(shù)的關(guān)系為^[16]：

（1）

（2）

（3）

式中：K為相互接觸物體的接觸剛度；R為相對(duì)曲率半徑；為綜合楊氏模量；、分別為兩接觸體在接觸點(diǎn)的曲率半徑；、分別為兩接觸體材料的泊松比；、分別為兩接觸體的楊氏模量。

本文研究對(duì)象中，楔塊材料為W18，保持架及內(nèi)外環(huán)材料為Cr3Ni，其物性參數(shù)如表1所示。將離合器尺寸、材料參數(shù)代入式（1），得到楔塊與內(nèi)外環(huán)間的碰撞參數(shù)，如表2所示。同時(shí)，由于ADAMS多體動(dòng)力學(xué)仿真需要，計(jì)算出切入深度、力指數(shù)、阻尼等參數(shù)。

2 斜撐式超越離合器工作的一般動(dòng)態(tài)過程與性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

模擬離合器實(shí)際工作過程，根據(jù)第1節(jié)得到的碰撞參數(shù)，建立其動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行仿真。經(jīng)初步仿真計(jì)算，得到楔合過程中離合器的一般響應(yīng)曲線如圖2所示，該曲線包括內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速、楔塊擺角、楔塊與內(nèi)環(huán)接觸力。

由內(nèi)外環(huán)速度曲線，可以將離合器的工作過程分為五個(gè)階段，各階段的定義如下。

（1）超越階段。外環(huán)轉(zhuǎn)速大于內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速，楔塊不傳遞轉(zhuǎn)矩，外環(huán)在負(fù)載與慣性的作用下做減速運(yùn)動(dòng)。

（2）延時(shí)階段。內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速初次相等后，外環(huán)繼續(xù)依靠慣性做減速運(yùn)動(dòng)。此階段外環(huán)轉(zhuǎn)速未隨內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速的上升而上升。

（3）沖擊楔合階段。外環(huán)響應(yīng)內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速開始上升，卻出現(xiàn)劇烈波動(dòng)。

（4）不穩(wěn)定楔合階段。外環(huán)轉(zhuǎn)速波動(dòng)減小，但仍存在小幅波動(dòng)。

（5）穩(wěn)定楔合階段。內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速相等，楔合過程結(jié)束，內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速基本同步。

本文對(duì)超越階段不做研究，以下重點(diǎn)分析其他四個(gè)階段的響應(yīng)狀況。

（1）延時(shí)階段（t₁～t₂）：在t₁時(shí)刻，內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速初次相等，此后，內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速持續(xù)上升，外環(huán)轉(zhuǎn)速持續(xù)下降，外環(huán)轉(zhuǎn)速并未隨內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速的上升而上升。理論上，內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速相等后便進(jìn)入楔合狀態(tài)，外環(huán)轉(zhuǎn)速應(yīng)隨內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速的上升而上升，但實(shí)際出現(xiàn)了一定延時(shí)，外環(huán)轉(zhuǎn)速在繼續(xù)下降一段時(shí)間后，才開始隨內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速上升。

（2）沖擊楔合階段（t₂～t₃）：在t₂時(shí)刻，內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速持續(xù)上升，外環(huán)轉(zhuǎn)速下降至最小值，此后開始上升，并出現(xiàn)外環(huán)轉(zhuǎn)速高于內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速的情況。在這段時(shí)間內(nèi)，由于轉(zhuǎn)速差的存在，內(nèi)環(huán)作為動(dòng)力元件，短時(shí)間內(nèi)迅速響應(yīng)，帶來較大沖擊力，在該沖擊下外環(huán)轉(zhuǎn)速上升，并由于外環(huán)慣性的作用，出現(xiàn)轉(zhuǎn)速暫時(shí)大于內(nèi)環(huán)的情況。外環(huán)轉(zhuǎn)速的突然上升，以及外環(huán)轉(zhuǎn)速高于內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速的情況，均是該時(shí)間段內(nèi)初始時(shí)刻較大的轉(zhuǎn)速差產(chǎn)生的較大沖擊力造成的。

（3）不穩(wěn)定楔合階段（t₃～t₄）：在該時(shí)間段內(nèi)，外環(huán)轉(zhuǎn)速波動(dòng)幅值逐漸減小，與內(nèi)環(huán)的速度差也逐漸降低，外環(huán)轉(zhuǎn)速逐漸向與內(nèi)環(huán)同步的趨勢(shì)演變，但依然存在波動(dòng)。

（4）穩(wěn)定楔合階段（t₄之后）：在該階段，內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速相差極小，楔塊受到的沖擊力也隨之降低，楔塊不再?gòu)棾?，保持穩(wěn)定楔合狀態(tài)，內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速同步。

離合器的楔塊與內(nèi)外環(huán)始終保持接觸狀態(tài)，但接觸力會(huì)隨著楔合過程產(chǎn)生波動(dòng)。當(dāng)內(nèi)外環(huán)的速度差減小后，接觸力隨之減小。最終，在內(nèi)外環(huán)速度接近一致時(shí)，接觸力波動(dòng)范圍最小。這被認(rèn)為是高速斜撐超越離合器楔合動(dòng)態(tài)過程的一般規(guī)律。由該規(guī)律可知，內(nèi)外環(huán)動(dòng)態(tài)速度、楔塊擺角、楔塊與內(nèi)外環(huán)的接觸力是離合器動(dòng)態(tài)楔合過程的主要評(píng)價(jià)指標(biāo)。由于楔塊分別與內(nèi)、外環(huán)之間產(chǎn)生的接觸力基本一致，因此，本文僅對(duì)楔塊與內(nèi)環(huán)之間的接觸力進(jìn)行分析。以下對(duì)工作性能評(píng)價(jià)指標(biāo)進(jìn)行說明。

（1）楔合延遲時(shí)間

外環(huán)減速至t₁時(shí)刻與內(nèi)環(huán)速度相等，但由于慣性的存在，內(nèi)外環(huán)不能立刻楔合，外環(huán)繼續(xù)做減速運(yùn)動(dòng)，減速至t₂時(shí)刻時(shí)，外環(huán)加速度降至0，接著開始做加速運(yùn)動(dòng)，逐漸與內(nèi)環(huán)楔合。因此，定義t₁～t₂段為楔合延遲時(shí)間。

（2）延時(shí)區(qū)的內(nèi)外環(huán)最大轉(zhuǎn)速差

（4）

式中：為內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速差；為外環(huán)轉(zhuǎn)速；為內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速。

其中，的最大值，即為延時(shí)區(qū)的內(nèi)外環(huán)最大轉(zhuǎn)速差。

（3）楔合沖擊力

發(fā)生在楔合時(shí)的動(dòng)態(tài)接觸過程往往伴隨著楔塊與內(nèi)外環(huán)間的劇烈碰撞，短時(shí)間內(nèi)會(huì)在接觸區(qū)域產(chǎn)生巨大的接觸力。這種接觸力往往比靜態(tài)時(shí)的接觸力大很多，從而引發(fā)超越離合器潛在的疲勞損傷風(fēng)險(xiǎn)，定義這種巨大的瞬時(shí)力為楔合沖擊力。

（4）楔合沖擊力矩

高速斜撐超越離合器運(yùn)行故障，往往不是楔塊受沖擊發(fā)生破壞，而是傳動(dòng)軸因傳遞力矩過大發(fā)生斷裂，所以研究沖擊力矩或更為合適。定義^[10]：

（5）

式中：M為外環(huán)受到的楔合沖擊力矩；為外環(huán)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；為外環(huán)角加速度的最大值。

3??ADAMS多體動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算參數(shù)

3.1 動(dòng)力學(xué)計(jì)算數(shù)模

通過SolidWorks建立三維模型，如圖3所示，將其導(dǎo)入ADAMS中作為動(dòng)力學(xué)分析數(shù)模。本文忽略彈簧非線性帶來的影響，彈簧對(duì)楔塊的作用通過對(duì)楔塊施加扭矩實(shí)現(xiàn)，故模型中不包含彈簧。

3.2 外環(huán)負(fù)載等效質(zhì)量

離合器輸出端外環(huán)負(fù)載轉(zhuǎn)動(dòng)慣量與外環(huán)及驅(qū)動(dòng)的負(fù)載的機(jī)械結(jié)構(gòu)相關(guān)，直接影響楔合沖擊力及楔合時(shí)間，計(jì)算時(shí)將其轉(zhuǎn)化為外環(huán)負(fù)載等效質(zhì)量。已知^[17]：

（6）

式中：為折合到外環(huán)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；為外環(huán)負(fù)載等效質(zhì)量；、分別為離合器外環(huán)的外半徑和內(nèi)半徑

依據(jù)測(cè)量結(jié)果，有：＝0.01167 kg·m²，＝17.5?mm，＝14.765 mm

代入式（6）計(jì)算得：＝44.52 kg。

3.3 彈簧力

為提高計(jì)算效率，在模型中不建立離合器彈簧實(shí)體模型，僅將其對(duì)楔塊的作用以彈簧力和彈簧力矩的方式進(jìn)行設(shè)置。其中彈簧的徑向剛度為2.4。

當(dāng)進(jìn)行單個(gè)楔塊仿真分析時(shí)，彈簧作用設(shè)置為彈簧力：當(dāng)進(jìn)行完整模型仿真分析時(shí)，彈簧作用設(shè)置為彈簧力矩。分別為^[17]：

（7）

（8）

式中：F為彈簧力；T為彈簧力矩；各數(shù)值為根據(jù)內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速、楔塊數(shù)目、彈簧設(shè)計(jì)參數(shù)以及材料物性參數(shù)擬合曲線所得。

由式（8）可以看出，彈簧力矩隨內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)速的變化而變化。為在ADAMS軟件界面中實(shí)現(xiàn)，需要進(jìn)行函數(shù)相關(guān)的力矩公式編輯，為：

“-（（（（6.485e-9）*（Nei_MEA_1/6）*（Nei_MEA_1/6）+2.4）*2.85）*1”

其中，“Nei_MEA_1”表示內(nèi)環(huán)實(shí)時(shí)轉(zhuǎn)速。

3.4 速度初始條件

本文研究斜撐式超越離合器由超越狀態(tài)到楔合狀態(tài)的過程，定義全程速度－時(shí)間曲線如圖4所示。可以看出，0～t_N1為內(nèi)環(huán)加速的第一階段，該階段，外環(huán)以15?000 r/min的速度做勻速運(yùn)動(dòng)，內(nèi)環(huán)以α_N1的加速度做勻加速運(yùn)動(dòng)，加速至11?000 r/min。t_N1～t_N2內(nèi)環(huán)進(jìn)入第二階段，以11?000 r/min的速度做勻速運(yùn)動(dòng)，外環(huán)此時(shí)仍做勻速運(yùn)動(dòng)。t_N2～t_N，內(nèi)環(huán)進(jìn)入第三階段，以α_N2的加速度做勻加速運(yùn)動(dòng)；此段時(shí)間內(nèi)到達(dá)t_w4時(shí)刻時(shí)，外環(huán)開始以α_wj的加速度做勻減速運(yùn)動(dòng)，在t_w3時(shí)刻外環(huán)減速至12?600 r/min，內(nèi)環(huán)加速至12?600 r/min，此時(shí)內(nèi)外環(huán)楔合；在t_w3時(shí)刻后，內(nèi)外環(huán)一同以α_N2的加速度做勻加速運(yùn)動(dòng)，在t_N時(shí)刻加速至15?000 r/min；t_N時(shí)刻后內(nèi)外環(huán)一同做勻速運(yùn)動(dòng)。

為縮短計(jì)算時(shí)間，確定內(nèi)外環(huán)同速前0.1 s時(shí)刻的內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速為初始轉(zhuǎn)速，此后的仿真過程既包含差速階段，也包含楔合階段，于是可得，仿真時(shí)的內(nèi)外環(huán)初始轉(zhuǎn)速及轉(zhuǎn)速曲線如圖5所示?？梢钥闯?，在0.1 s內(nèi)，外環(huán)速度由 ???13?158.14 r/min下降到12?600.00?r/min，減速度為3581.4 r/min/s²，這是動(dòng)力學(xué)仿真時(shí)外環(huán)轉(zhuǎn)速的初始轉(zhuǎn)速和減速度條件。

同時(shí)由圖1內(nèi)環(huán)速度曲線可得：

（9）

式中：為內(nèi)環(huán)初始轉(zhuǎn)速，為12 541.33 r/min；為內(nèi)環(huán)角加速度；t為仿真時(shí)間。

若無特別說明，本文對(duì)斜撐式超越離合器的動(dòng)力學(xué)分析均采用上述初始條件。

4?高速斜撐超越離合器楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)研究

本文中，將楔塊與內(nèi)外環(huán)的摩擦條件、彈簧力、外環(huán)質(zhì)量及碰撞剛度作為自變量，研究各自變化對(duì)動(dòng)態(tài)楔合的影響。

4.1 摩擦條件對(duì)楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

本部分以楔塊與內(nèi)外環(huán)的摩擦系數(shù)作為變量進(jìn)行研究。內(nèi)外環(huán)材料為Cr3Ni，楔塊材料為W18，這兩種材料在有/無潤(rùn)滑狀態(tài)下的靜摩擦系數(shù)范圍為0.1～0.4^[15]，計(jì)算時(shí)分別設(shè)置靜摩擦系數(shù)為0.1、0.2、0.3、0.4，動(dòng)摩擦系數(shù)均按照靜摩擦系數(shù)的80%進(jìn)行設(shè)置，不同摩擦條件下楔合時(shí)楔塊與內(nèi)環(huán)的接觸力曲線如圖6所示，內(nèi)外環(huán)轉(zhuǎn)速曲線如圖7所示。

根據(jù)計(jì)算，各摩擦條件下楔塊與內(nèi)環(huán)間的接觸力、沖擊力矩及最大轉(zhuǎn)速差、單楔塊與全楔塊模型的外環(huán)延遲時(shí)間如表3、表4所示，作為模型簡(jiǎn)化準(zhǔn)確性驗(yàn)證手段。

為便于觀察對(duì)比，摩擦系數(shù)對(duì)各項(xiàng)指標(biāo)的影響規(guī)律曲線如圖8所示。后文均依此模式給出結(jié)果。

由圖8可以看出，隨著摩擦系數(shù)的增大，楔塊同內(nèi)環(huán)的接觸力逐漸減小，而延遲時(shí)間增大。即接觸力越小，楔塊與內(nèi)環(huán)間的摩擦力隨之減小，外環(huán)沖擊力矩隨摩擦系數(shù)的增大逐漸降低，最大轉(zhuǎn)速差有逐漸增大的趨勢(shì)。在摩擦系數(shù)變化4倍后，接觸力變化了1.01倍，沖擊力矩變化了1.04倍，延遲時(shí)間變化了1.06倍。且表4結(jié)果表明，全楔塊模型或單楔塊模型結(jié)果誤差在10%以內(nèi)，后續(xù)采用單楔塊模型進(jìn)行計(jì)算研究。

4.2 彈簧力對(duì)楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

對(duì)楔塊兩個(gè)頂點(diǎn)施加彈簧力，可確保在自由狀態(tài)下楔塊與內(nèi)外環(huán)保持接觸，并且對(duì)楔合過程中楔塊的運(yùn)動(dòng)、運(yùn)動(dòng)的傳遞等也有影響。彈簧力分別取5 N的1倍、2倍、3倍和4倍，共四組仿真進(jìn)行對(duì)比分析，楔塊彈簧力設(shè)置如圖9所示，

不同彈簧斜撐力對(duì)各項(xiàng)指標(biāo)的影響規(guī)律如圖10所示?？梢钥闯觯瑥椈闪υ龃笏谋逗?，延遲時(shí)間縮短了6.37%，接觸力增大了3.1%，表明較大的彈簧力有利于離合器的楔合。隨著彈簧力的增大，外環(huán)楔合延遲時(shí)間、最大轉(zhuǎn)速差逐漸降低，楔塊與內(nèi)環(huán)的接觸力、沖擊力矩逐漸增大，接觸力的增大導(dǎo)致楔塊與內(nèi)外環(huán)間的摩擦力增大，離合器更快進(jìn)入楔合狀態(tài)。

4.3 外環(huán)質(zhì)量對(duì)楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

外環(huán)質(zhì)量通過改變外環(huán)材料屬性中的密度實(shí)現(xiàn)，分別取初始密度的0.25倍、0.5倍、1倍和2倍，共四組進(jìn)行仿真計(jì)算對(duì)比。

經(jīng)過計(jì)算，各組不同外環(huán)質(zhì)量條件對(duì)楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響如圖11所示。可以看出，隨著外環(huán)質(zhì)量的增加，接觸力、沖擊力矩、延遲時(shí)間和最大轉(zhuǎn)速差均逐漸增大。當(dāng)外環(huán)質(zhì)量由0.25倍增大至2倍時(shí)（增大8倍），接觸力增大了7.75倍，沖擊力矩增大了8.27倍，影響特別顯著；外環(huán)楔合延遲時(shí)間、最大轉(zhuǎn)速差增大了2倍，影響較為顯著。分析證明，較大的外環(huán)質(zhì)量不利于離合器楔合過程的進(jìn)行，因?yàn)橐环矫鏁?huì)產(chǎn)生過大的接觸力和沖擊力矩，另一方面，延遲時(shí)間增大，不利于保證離合器的楔合快速性。

4.4 碰撞剛度對(duì)楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

碰撞直接影響了楔塊與內(nèi)外環(huán)之間動(dòng)力的傳遞，影響斜撐式超越離合器的脫開與楔合狀態(tài)轉(zhuǎn)變，也會(huì)影響結(jié)構(gòu)的磨損情況，故有必要將碰撞剛度作為變量進(jìn)行單獨(dú)研究。楔塊與內(nèi)環(huán)的碰撞剛度取值分別為2.19E4、2.19E5、2.19E6和2.19E7，對(duì)應(yīng)的楔塊與外環(huán)的碰撞剛度分別取2.36E4、2.36E5、2.36E6和2.36E7，共四組進(jìn)行仿真計(jì)算對(duì)比分析，經(jīng)過計(jì)算，各組不同碰撞剛度條件對(duì)離合器楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響規(guī)律如圖12所示。

需要注意的是，在不同碰撞剛度條件下，楔塊與內(nèi)外環(huán)的瞬態(tài)接觸力變化較大，外環(huán)轉(zhuǎn)速波動(dòng)較大，如圖13、圖14所示。

可以看出，隨著楔塊與內(nèi)外環(huán)碰撞剛度的增加，接觸力和沖擊力矩增大到一個(gè)基本恒定的值。在剛度變化區(qū)間內(nèi)，接觸力增大了1.81倍，沖擊力矩增大了8.16倍，延遲時(shí)間增大了2.33倍，沖擊力矩增大更為明顯，更易引起離合器失效。碰撞剛度過大時(shí)，離合器楔合過程中的碰撞加劇，接觸力與沖擊力矩明顯變大且持續(xù)波動(dòng)，過大或過小的碰撞剛度均不利于離合器的楔合與仿真計(jì)算。

5 結(jié)論

（1）計(jì)算時(shí)的摩擦系數(shù)與潤(rùn)滑條件直接相關(guān)。計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)摩擦系數(shù)能滿足離合器楔合條件后，摩擦系數(shù)繼續(xù)增大對(duì)斜撐式超越離合器的動(dòng)態(tài)楔合響應(yīng)影響不明顯。本文表明該參數(shù)對(duì)磨損影響顯著，后續(xù)可開展磨損研究。

（2）本文中對(duì)楔塊施加彈簧力以模擬彈簧對(duì)楔塊的作用，發(fā)現(xiàn)較大的彈簧力有利于縮短楔合延遲時(shí)間；增大彈簧力后，接觸力和力矩的增幅較小，不會(huì)對(duì)離合器產(chǎn)生破壞性影響。

（3）由控制工程相關(guān)理論^[18]，系統(tǒng)調(diào)整時(shí)間與系統(tǒng)質(zhì)量為正比關(guān)系，且質(zhì)量增大系統(tǒng)更接近于無阻尼狀態(tài)，系統(tǒng)振蕩加劇，接觸力、調(diào)整時(shí)間等性能參數(shù)變化較大。

（4）高速斜撐式超越離合器的多體動(dòng)力學(xué)模型中，碰撞剛度直接影響離合器能否完成楔合過程，同樣可由控制工程理論進(jìn)行解釋，系統(tǒng)振蕩加劇，系統(tǒng)調(diào)整時(shí)間應(yīng)延長(zhǎng)或持續(xù)振蕩。

（5）在本次高速斜撐超越離合器楔合動(dòng)態(tài)響應(yīng)研究中，未引入試驗(yàn)數(shù)據(jù)，僅作理論、仿真層面的分析，后續(xù)將引入試驗(yàn)內(nèi)容，完善計(jì)算過程。

參考文獻(xiàn)：

[1]卿茂輝. 對(duì)數(shù)型面楔塊斜撐離合器接合特性及磨損壽命分析[D]. 長(zhǎng)沙：中南大學(xué)，2014：6-9.

[2]XU T，LOWEN G G. A mathematical model of an over-running sprag clutch[J]. Mechanism and machine theory，1994，29（1）：11-23.

[3]CHESNEY D R，KREMER J M. Generalized equations for sprag one-way clutch?analysis and design[R]. Detroit：SAE Technical Paper，1998.

[4]VERNAY P，F(xiàn)ERRARIS G，DELBEZ A，et al. Transient behaviour of a sprag-type over-running clutch：an experimental study[J]. Journal of Sound & Vibration，2001，248（3）：567-572.

[5]吳凱. 高速斜撐式離合器楔塊工作型面及動(dòng)力學(xué)特性研究[D]. 長(zhǎng)沙：中南大學(xué)，2011.

[6]CHEN F Y，POLVANICH N. Dynamics of high-speed cam-driven mechanisms—Part 1： Linear system models[J]. Journal of Engineering for Industry，1975，97（3）：769-775.

[7]曲秀全，王延年. 楔塊式低副單向超越離合器[J]. 機(jī)械傳動(dòng)，2002（3）：121-123.

[8]孔煒，朱春梅. 高轉(zhuǎn)速楔塊式超越離合器研究[J]. 輕工機(jī)械，2009（6）：79-81.

[9]曲秀全，陸念力，戴恒震. 一種新型楔塊式低副單向超越離合器[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2004（1）：195-198.

[10]蓋小濤. 高速超越離合器楔合性能研究[D]. 哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2014.

[11]王哲. 斜撐離合器楔合行為優(yōu)化方法的研究[D]. 南京：南京航空航天大學(xué)，2020.

[12]劉延偉，朱云學(xué)，林子越，等. 考慮自鎖元件動(dòng)態(tài)特性的超越離合器-齒輪系統(tǒng)模型研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程，2019，30（15）：1765-1775.

[13]劉志輝，嚴(yán)宏志，曹煜明. 斜撐式超越離合器二軸總成動(dòng)態(tài)性能分析[J]. 振動(dòng)與沖擊，2018，37（20）：159-165，184.

[14]李慎華，閆素娜，李澤強(qiáng)，等. 斜撐式超越離合器摩擦力矩測(cè)試裝置[J]. 軸承，2018（4）：45-47.

[15]聞邦椿. 機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)[M]. 5版. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2010.

[16]權(quán)凌霄，姚仁逸，王浩博，等. 高速斜撐式超越離合器楔合性能影響因素分析[J]. 軸承，2023（3）：27-31.

[17]孫雅馨. 高速斜撐超越離合器動(dòng)態(tài)楔合特性研究[D]. 秦皇島：燕山大學(xué)，2023.

[18]謝成祥，張燕紅，高敏，等.?自動(dòng)控制原理[M].?南京：東南大學(xué)出版社，2018.