轉速對濕式離合器局部潤滑及摩擦特性影響研究

趙二輝， 馬彪,2， 李和言,2， 杜秋， 李慧珠， 馬成男

(1.北京理工大學 機械與車輛學院， 北京 100081；2.北京電動車輛協同創新中心， 北京 100081)

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轉速對濕式離合器局部潤滑及摩擦特性影響研究

趙二輝1， 馬彪1,2， 李和言1,2， 杜秋1， 李慧珠1， 馬成男1

(1.北京理工大學 機械與車輛學院， 北京 100081；2.北京電動車輛協同創新中心， 北京 100081)

針對濕式離合器局部潤滑及摩擦特性的影響因素，建立了摩擦副微觀混合潤滑模型?？紤]了微凸峰接觸和局部溫升的影響，分析了轉速對濕式離合器摩擦副局部壓強分布、油膜和微凸峰承壓比、實際接觸面積、局部溫升的影響。同時，利用摩擦磨損試驗機進行小試樣柱銷- 摩擦盤試驗，分析了不同轉速下離合器摩擦系數變化規律。結果表明：隨著速度的增加，潤滑油膜動壓作用顯著增強，摩擦副實際接觸面積明顯減小，法向載荷最終主要由潤滑油膜承擔；摩擦系數主要受微凸峰實際接觸面積變化的影響，變化規律與微凸峰實際接觸面積呈大致對應關系。

兵器科學與技術； 濕式離合器; 混合潤滑; 摩擦特性; 轉速影響

0 引言

銅基粉末濕式多片離合器廣泛應用于裝甲車輛綜合傳動裝置中。作為換擋和動力傳遞裝置，濕式離合器經常工作在高轉速、急速溫升、高壓力等惡劣工況下。離合器結合過程中，摩擦副相對轉速在1s之內迅速降低，從而使油膜動壓、實際接觸面積、局部溫升、摩擦系數等潤滑及摩擦性能急劇變化。因此，研究速度對濕式離合器潤滑及摩擦特性的影響對優化控制策略和提高綜合傳動裝置的可靠性具有重要意義。

對于濕式離合器潤滑及摩擦特性，國內外學者采用理論建模和試驗分析的方法進行了研究。文獻[1-2]通過理論建模和試驗對濕式離合器的結合特性進行了分析。離合器結合初始階段，摩擦片和鋼片處于分離狀態，以較高相對轉速旋轉。然后，摩擦面開始接觸，相對轉速急速下降，摩擦副間溫度快速上升。文獻[3-5]通過仿真和試驗的方法研究了摩擦副表面狀態及實際工況條件等對濕式離合器潤滑及帶排轉矩的影響。文獻[6-10]通過仿真和試驗分析了濕式離合器結合過程中的熱失穩和熱翹曲現象，并對輸出轉矩特性進行了研究。由于摩擦副相對滑動速度沿徑向增加，且內外徑潤滑及散熱條件不同，導致了溫度場和應力場分布的不均勻性。所以，摩擦副容易在急速溫升和熱應力的作用下發生熱失穩和熱翹曲。摩擦副的失效對濕式離合器的局部壓強分布、實際接觸面積、局部溫升、局部摩擦系數分布等具有顯著影響。因此，深入研究不同速度、不同溫度、不同壓力下摩擦副的局部潤滑及摩擦特性是研究整個濕式離合器潤滑和摩擦特性的基礎。

本文以銅基濕式離合器為研究對象，考慮局部溫升的影響，建立平面接觸熱混合潤滑模型，對銅基摩擦副粗糙接觸表面進行仿真計算，研究轉速對濕式離合器摩擦副局部壓強分布、油膜和微凸峰承壓比、實際接觸面積、局部溫升的影響。同時，為了對比仿真計算結果，在摩擦磨損試驗機(UMT)上進行濕式柱銷- 摩擦盤試驗，研究不同轉速下摩擦副的摩擦系數變化規律。

1 數學模型及求解過程

1.1 數學模型

平面接觸混合潤滑中，名義接觸面包括兩種不同接觸類型：被潤滑油膜分開的流體潤滑區和真實接觸的微凸峰接觸區。平面接觸混合潤滑區如圖1所示，圖1中W為總載荷，ue為兩接觸平面相對滑動速度。

圖1 平面接觸混合潤滑區Fig.1 Mixed lubrication zone in plane contact

在流體潤滑區，流體壓強通過求解Reynolds方程[11]獲得：

(1)

式中：p為流體壓強；h為局部膜厚；η為潤滑油黏度；ρ為潤滑油密度。

在微凸峰接觸區，采用簡化的Reynolds方程求解接觸壓強[12]：

(2)

在求解混合潤滑區壓強分布的過程中，需要滿足邊界條件：

p(x-a,y)=p(xa,y)=p(x,y-a)=p(x,ya)=0,

(3)

式中：a為計算區域半邊長度，x軸計算區域為(x-a,xa)，y軸計算區域為(y-a,ya)。

局部膜厚計算公式為

h=h0(t)+δ(x,y,t)+ζ(x,y,t),

(4)

式中：h0為初始膜厚；δ為微凸峰高度；表面任一點(x，y)處在時刻t的彈性變形ζ計算公式[13]為

(5)

式中：pc為微凸峰接觸壓強；Ω為混合潤滑計算區域；E′為等效彈性模量，其計算公式為

(6)

式中：E1和E2分別為兩接觸平面的彈性模量；ν1和ν2分別為兩接觸平面的泊松比。

混合潤滑模型中局部溫升采用點熱源積分法求解，該方法在混合潤滑中的應用在文獻[14]中得到了驗證?；旌蠞櫥瑓^中某一點(x,y)的局部溫升計算表達式[15]為

(7)

式中：ρs為密度；cs為比熱容；αs為熱擴散率；v為熱源移動速度；Ωq為熱源q的影響區域。

同時考慮溫度和壓強的影響，潤滑油黏度采用通用Reynolds黏度公式[16]計算：

(8)

式中：η0為潤滑油初始黏度；T0為初始溫度；z為壓力指數；s0為溫度指數。

同樣考慮溫度和壓強的影響，潤滑油密度采用修正的Dowson-Higginson密度公式[17]計算：

(9)

式中：ρ0為潤滑油初始密度；β為潤滑油密度- 溫度系數。

1.2 求解過程

仿真計算和實驗所采用潤滑油為RP4652D. 初始計算溫度為T0=303 K，潤滑油初始黏度為η0=0.131 Pa·s，Reynolds黏度- 溫度系數為γ=0.042，初始密度為ρ0=875 kg/m3，密度- 溫度系數為β=0.000 7 K-1，壓力指數z=0.98，溫度指數s0=2.15. 摩擦副鋼片由65號錳鋼制成，摩擦片由銅基粉末冶金材料制成，其材料屬性如表1所示。

本文采用差分法求解平面接觸熱混合潤滑模型，采用松弛迭代法求局部膜厚、局部壓強分布及局部溫升。無量綱膜厚ε=10-6作為閾值來判斷微凸峰真實接觸區。無量綱壓強和無量綱載荷迭代精度為εp=εW=10-6，無量綱溫度迭代精度為εT=0.5×10-3. 求解區域為1×1 mm2，等分為257×257個網格節點，對應空間步長為Δx=Δy=0.007 8，精度高于文獻[18](0.009 3)、文獻[13](0.011 7)等混合潤滑模型中所使用的空間步長。仿真計算流程如圖2所示。

表1 銅基摩擦副材料特性

圖2 仿真計算流程圖Fig.2 Computational flow chart

2 試驗方法

為了更好地研究不同速度下濕式離合器摩擦副局部潤滑及摩擦特性，本文在UMT上進行濕式小試樣柱銷- 摩擦盤(簡稱銷- 盤)試驗。高溫濕式旋轉銷- 盤試驗模塊結構如圖3所示。溫度調節范圍為0～150 ℃，溫度控制精度為±3 ℃. 銷子直徑為6 mm，銷- 盤試驗有效摩擦半徑為25 mm. 試驗過程中，銷子固定于傳感器模塊，摩擦片隨載物臺一起旋轉，摩擦區域潤滑油通過旋轉離心力形成循環潤滑油路。

圖3 高溫濕式旋轉銷- 盤試驗模塊Fig.3 Elevated temperature chamber for rotary drive

銷- 盤試驗樣品如圖4所示。銷子由65號錳鋼制成，摩擦片由銅基粉末冶金材料制成。試驗前對摩擦副進行充分磨合。試驗步驟為：1) 加熱被試件至目標溫度; 2)待溫度穩定后結合摩擦副，調節電機至目標轉速; 3) 記錄轉速、壓力、溫度和摩擦系數，采樣時間3 min; 4) 停止試驗，分離摩擦副。

圖4 小試樣銷- 盤試驗樣品Fig.4 Test samples of pin and friction disc

圖5 銅基摩擦片真實表面Fig.5 Real rough surface of Cu-based friction plate

銅基摩擦片表面微觀形貌利用德國布魯克公司的NanoMap-D形貌儀測得，如圖5所示。采樣范圍為1 mm×1 mm；均方根表面粗糙度為0.61 μm；偏度為-2.8；峰度為8.8. 大粗糙度和多孔性是銅基摩擦材料的特性。

3 結果與分析

為了揭示轉速對濕式離合器潤滑及摩擦特性的影響，本文采用從低速至高速6種不同的相對轉速進行仿真計算和銷- 盤試驗。采用銅基摩擦副粗糙接觸表面進行仿真計算。試驗溫度為90 ℃，試驗載荷為100 N. 試驗及對應仿真計算工況參數設置如表2所示。

表2 銷- 盤試驗及對應仿真計算參數設置

3.1 對局部壓強分布及承壓比的影響

摩擦副局部壓強分布仿真計算結果如圖6所示。局部壓強分布圖由微凸峰接觸壓強和流體動壓組成，微凸峰接觸區壓強較顯著，流體潤滑區壓強相對較小。圖6中可以清晰地看到，隨著相對滑動速度從26 mm/s增加到6 545 mm/s，流體動壓顯著增加，微凸峰接觸壓強則明顯減小。當ue=26 mm/s時，由于摩擦副間相對滑動速度極小，所以此時流體動壓非常微弱，大部分載荷由微凸峰承載，因此微凸峰接觸壓強較大，此時最大微凸峰接觸壓強約0.5 GPa. 而當ue=6 545 mm/s時，由于摩擦副以很大的相對速度滑動，此時流體動壓顯著增加，微凸峰接觸面積減小，大部分載荷由潤滑油膜承擔，因此微凸峰接觸壓強明顯減小，此時最大微凸峰接觸壓強約減小為0.21 GPa.

圖6 局部壓力分布仿真計算結果Fig.6 Calculated results of local pressure distribution

在粗糙面接觸混合潤滑區域，法向載荷由潤滑油膜和微凸峰接觸共同承擔。圖7給出了當相對滑動速度從26 mm/s增加到6 545 mm/s時潤滑油膜和微凸峰壓力承載比仿真計算結果。當相對滑動速度為26 mm/s時，流體動壓微弱，約89%的法向載荷由微凸峰承載。隨著相對滑動速度由26 mm/s增加到1 047 mm/s，潤滑油膜壓力承載比從約12%迅速增加到約59%，而后當相對滑動速度增加到6 545 mm/s時，潤滑油膜壓力承載比逐漸增加至約87%.

圖7 壓力承載比仿真計算結果Fig.7 Calculated results of load sharing ratio

3.2 對局部溫升的影響

摩擦副接觸面間通過剪切潤滑油膜和微凸峰接觸產生熱量，并引起粗糙接觸表面的局部溫升。局部溫升的大小與相對滑動速度、局部壓力分布和微凸峰實際接觸面積有關。在微凸峰接觸區，接觸壓力較大，剪切微凸峰產生的熱量較多，因此局部溫升較高。而流體潤滑區，剪切潤滑油膜產生的熱量較少，因此局部溫升較低。圖8給出了摩擦副表面局部溫升仿真計算結果。當ue=26 mm/s時，相對滑動速度很小，摩擦所產生的熱量較少，此時最大局部溫升約3 ℃. 隨著相對滑動速度的增加，摩擦表面局部溫升顯著升高。當相對滑動速度為1 047 mm/s時，摩擦表面最大局部溫升為70 ℃. 當相對滑動速度增加到6 545 mm/s時，流體動壓作用明顯，局部閃點高溫數量減少，此時摩擦表面最大局部溫升達到230 ℃.

圖8 局部溫升仿真計算結果Fig.8 Calculated results of local temperature rise

隨著相對滑動速度的增大，流體動壓作用顯著增強，微凸峰接觸壓力減小，實際接觸面積減少，因此，接觸表面溫升速度有所減緩，如圖9所示。當相對滑動速度為26 mm/s時，接觸表面平均溫升約為1.6 ℃. 隨著相對滑動速度增加到1 047 mm/s，表面平均溫升快速增大到約59 ℃. 最后，當相對滑動速度增加到6 545 mm/s時，表面表面平均溫升增速變緩，增大至約104 ℃.

圖9 平均溫升仿真計算結果Fig.9 Calculated results of average temperature rise

3.3 對真實接觸面積的影響

通過設置閾值來判斷微凸峰真實接觸與否，如果局部潤滑油膜厚度h≤1 nm，則認為微凸峰處于真實接觸狀態。從粗糙表面實際接觸區仿真計算結果可以看出，如圖10所示，轉速對摩擦副實際接觸面積具有顯著影響。當相對滑動速度很小，ue=26 mm/s時，流體動壓非常微弱，大部分法向載荷由微凸峰承載，此時微凸峰實際接觸面積較大。隨著速度的增加，潤滑油動壓作用迅速增強，由潤滑油膜承擔的載荷也隨之增加，所以微凸峰實際接觸面積快速減小。當摩擦副以很大的相對速度滑動，ue=6 545 mm/s時，此時流體動壓顯著增加，約87%的法向載荷由潤滑油膜承擔，因此微凸峰實際接觸面積明顯減小。

圖10 實際接觸區仿真計算結果Fig.10 Calculated results of real contact area

潤滑油黏度受接觸表面溫升的影響。隨著相對滑動速度的增大，接觸表面溫度升高，潤滑油黏度降低，流體動壓增大速度變緩，從而減緩了微凸峰實際接觸面積的減小速度，如圖11所示。從圖11可以看出，隨著相對滑動速度的增大，摩擦副實際接觸面積率顯著減小，且減小速度逐漸變緩，變化規律和微凸峰壓力承載比呈對應關系。當相對滑動速度為26 mm/s時，約89%的法向載荷由微凸峰承載，此時摩擦副實際接觸面積率較大，約12.3%. 隨著相對滑動速度增加到1 047 mm/s，微凸峰壓力承載比迅速降低至約41%，此時摩擦副實際接觸面積率隨之迅速降低至約4.9%. 而后當相對滑動速度增加到6 545 mm/s時，微凸峰壓力承載比逐漸降低至約13%，此時摩擦副實際接觸面積率也隨之逐漸降低至約1.4%.

圖11 實際接觸面積率仿真計算結果Fig.11 Calculated results of contact area ratio

3.4 對摩擦系數的影響

摩擦力由剪切潤滑油膜和微凸峰接觸而產生。隨著摩擦副相對滑動速度的增加，流體動壓作用顯著增強，微凸峰實際接觸面積減少，摩擦力將隨之減小。圖12給出了摩擦系數和轉速試驗測試結果。當銷- 盤試驗轉速極小，為10 r/min時，潤滑油膜動壓作用非常微弱，大量微凸峰處于接觸狀態，此時摩擦副間摩擦系數較大，約0.141. 隨著轉速的增加，微凸峰接觸面積減少，因此摩擦系數也明顯減小。當試驗轉速為400 r/min時，摩擦副間摩擦系數減小為0.089. 當試驗轉速增加到2 500 r/min時，流體動壓作用明顯，微凸峰接觸面積很小，此時摩擦系數減小至0.048.

圖12 摩擦系數和轉速試驗測試結果Fig.12 Test results of friction coefficient and rotating speed

摩擦系數的大小與微凸峰實際接觸面積的大小有關。當相對滑動速度增加，流體動壓作用顯著增強，導致微凸峰實際接觸面積減少，但由于表面溫升的影響，微凸峰接觸面積減小速度逐漸變緩，因此摩擦系數也將隨之減小，且減小速度逐漸減緩，如圖13所示。隨著相對滑動速度從26 mm/s增加到6 545 mm/s，摩擦副間摩擦系數減小非常顯著，且變化規律與實際接觸面積率呈大致對應關系。當相對滑動速度為26 mm/s時，摩擦副實際接觸面積率約為12.3%，此時摩擦系數較大，約0.141. 隨著相對滑動速度增加到1 047 mm/s，實際接觸面積率迅速降低至約4.9%，此時摩擦系數隨之迅速降低至約0.089. 當相對滑動速度繼續增加到6 545 mm/s時，實際接觸面積率逐漸降低至約1.4%，此時摩擦系數也隨之逐漸降低至約0.048.

圖13 摩擦系數試驗測試結果Fig.13 Test results of friction coefficient

4 結論

1)隨著速度從極小逐漸增大，離合器潤滑油膜動壓作用顯著增強，摩擦副法向載荷最終主要由潤滑油膜承擔。摩擦副局部壓強分布中，微凸峰接觸區壓強較大，流體潤滑區壓強相對較小。

2)在微凸峰接觸區，接觸壓力較大，產生的熱量較多，局部溫升較高。而流體潤滑區，剪切潤滑油膜產生的熱量較少，局部溫升較低。隨著速度的增加，局部溫升明顯增大，且局部閃點高溫數量減少。

3)速度很小時，流體動壓微弱，大部分法向載荷由微凸峰承擔，此時摩擦副實際接觸面積較大。隨著速度的增加，實際接觸面積率明顯減小，變化規律與微凸峰壓力承載比呈對應關系。

4)摩擦系數主要受微凸峰實際接觸面積變化的影響，隨著速度的增加，微凸峰實際接觸面積明顯減少，所以摩擦系數也隨之減小，變化規律和微凸峰實際接觸面積呈大致對應關系。

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Influence of Rotating Speed on Local Lubrication and Friction Characteristics of Wet Clutch

ZHAO Er-hui1, MA Biao1,2, LI He-yan1,2, DU Qiu1, LI Hui-zhu1, MA Cheng-nan1

(1.School of Mechanical Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China; 2.Collaborative Innovation Center of Electric Vehicles in Beijing, Beijing 100081, China)

This work focuses on the influence of rotating speed on local lubrication and friction charac-teristics of wet clutch. A thermal mixed lubrication model in plane contacts is developed, and the pin-on-disc tests are conducted on universal material tester (UMT). Local pressure distribution, load sharing ratio, contact area ratio, local temperature rise and friction coefficient are analyzed. The results show that, as the rotating speed rises, hydrodynamic pressure grows significantly, while real contact area of friction pair reduces obviously. The main normal load is supported by hydrodynamic film. The friction coefficient is mainly affected by the change of asperity contact area, and has rough congruent relationship with the real contact area ratio.

ordnance science and technology; wet clutch; mixed lubrication; friction characteristics; rotating speed

2016-12-15

國家自然科學基金項目(51575042)

趙二輝(1985—)，男，博士研究生。E-mail：zhaoerhui@yahoo.com

馬彪(1964—)，男，教授，博士生導師。E-mail：mabiao@bit.edu.cn

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.04.001

TJ810.3+21； U463.211+.2

A

1000-1093(2017)04-0625-09