赵二辉， 马彪,2， 李和言,2， 杜秋， 李慧珠， 马成男

(1.北京理工大学 机械与车辆学院， 北京 100081；2.北京电动车辆协同创新中心， 北京 100081)



转速对湿式离合器局部润滑及摩擦特性影响研究

赵二辉1， 马彪1,2， 李和言1,2， 杜秋1， 李慧珠1， 马成男1

(1.北京理工大学 机械与车辆学院， 北京 100081；2.北京电动车辆协同创新中心， 北京 100081)

针对湿式离合器局部润滑及摩擦特性的影响因素，建立了摩擦副微观混合润滑模型。考虑了微凸峰接触和局部温升的影响，分析了转速对湿式离合器摩擦副局部压强分布、油膜和微凸峰承压比、实际接触面积、局部温升的影响。同时，利用摩擦磨损试验机进行小试样柱销- 摩擦盘试验，分析了不同转速下离合器摩擦系数变化规律。结果表明：随着速度的增加，润滑油膜动压作用显著增强，摩擦副实际接触面积明显减小，法向载荷最终主要由润滑油膜承担；摩擦系数主要受微凸峰实际接触面积变化的影响，变化规律与微凸峰实际接触面积呈大致对应关系。

兵器科学与技术； 湿式离合器; 混合润滑; 摩擦特性; 转速影响

0 引言

铜基粉末湿式多片离合器广泛应用于装甲车辆综合传动装置中。作为换挡和动力传递装置，湿式离合器经常工作在高转速、急速温升、高压力等恶劣工况下。离合器结合过程中，摩擦副相对转速在1s之内迅速降低，从而使油膜动压、实际接触面积、局部温升、摩擦系数等润滑及摩擦性能急剧变化。因此，研究速度对湿式离合器润滑及摩擦特性的影响对优化控制策略和提高综合传动装置的可靠性具有重要意义。

对于湿式离合器润滑及摩擦特性，国内外学者采用理论建模和试验分析的方法进行了研究。文献[1-2]通过理论建模和试验对湿式离合器的结合特性进行了分析。离合器结合初始阶段，摩擦片和钢片处于分离状态，以较高相对转速旋转。然后，摩擦面开始接触，相对转速急速下降，摩擦副间温度快速上升。文献[3-5]通过仿真和试验的方法研究了摩擦副表面状态及实际工况条件等对湿式离合器润滑及带排转矩的影响。文献[6-10]通过仿真和试验分析了湿式离合器结合过程中的热失稳和热翘曲现象，并对输出转矩特性进行了研究。由于摩擦副相对滑动速度沿径向增加，且内外径润滑及散热条件不同，导致了温度场和应力场分布的不均匀性。所以，摩擦副容易在急速温升和热应力的作用下发生热失稳和热翘曲。摩擦副的失效对湿式离合器的局部压强分布、实际接触面积、局部温升、局部摩擦系数分布等具有显著影响。因此，深入研究不同速度、不同温度、不同压力下摩擦副的局部润滑及摩擦特性是研究整个湿式离合器润滑和摩擦特性的基础。

本文以铜基湿式离合器为研究对象，考虑局部温升的影响，建立平面接触热混合润滑模型，对铜基摩擦副粗糙接触表面进行仿真计算，研究转速对湿式离合器摩擦副局部压强分布、油膜和微凸峰承压比、实际接触面积、局部温升的影响。同时，为了对比仿真计算结果，在摩擦磨损试验机(UMT)上进行湿式柱销- 摩擦盘试验，研究不同转速下摩擦副的摩擦系数变化规律。

1 数学模型及求解过程

1.1 数学模型

平面接触混合润滑中，名义接触面包括两种不同接触类型：被润滑油膜分开的流体润滑区和真实接触的微凸峰接触区。平面接触混合润滑区如图1所示，图1中W为总载荷，ue为两接触平面相对滑动速度。

图1 平面接触混合润滑区Fig.1 Mixed lubrication zone in plane contact

在流体润滑区，流体压强通过求解Reynolds方程[11]获得：

(1)

式中：p为流体压强；h为局部膜厚；η为润滑油黏度；ρ为润滑油密度。

在微凸峰接触区，采用简化的Reynolds方程求解接触压强[12]：

(2)

在求解混合润滑区压强分布的过程中，需要满足边界条件：

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

(3)

式中：a为计算区域半边长度，x轴计算区域为(x-a,xa)，y轴计算区域为(y-a,ya)。

局部膜厚计算公式为

h=h0(t)+δ(x,y,t)+ζ(x,y,t),

(4)

式中：h0为初始膜厚；δ为微凸峰高度；表面任一点(x，y)处在时刻t的弹性变形ζ计算公式[13]为

(5)

式中：pc为微凸峰接触压强；Ω为混合润滑计算区域；E′为等效弹性模量，其计算公式为

(6)

式中：E1和E2分别为两接触平面的弹性模量；ν1和ν2分别为两接触平面的泊松比。

混合润滑模型中局部温升采用点热源积分法求解，该方法在混合润滑中的应用在文献[14]中得到了验证。混合润滑区中某一点(x,y)的局部温升计算表达式[15]为

(7)

式中：ρs为密度；cs为比热容；αs为热扩散率；v为热源移动速度；Ωq为热源q的影响区域。

同时考虑温度和压强的影响，润滑油黏度采用通用Reynolds黏度公式[16]计算：

(8)

式中：η0为润滑油初始黏度；T0为初始温度；z为压力指数；s0为温度指数。

同样考虑温度和压强的影响，润滑油密度采用修正的Dowson-Higginson密度公式[17]计算：

(9)

式中：ρ0为润滑油初始密度；β为润滑油密度- 温度系数。

1.2 求解过程

仿真计算和实验所采用润滑油为RP4652D. 初始计算温度为T0=303 K，润滑油初始黏度为η0=0.131 Pa·s，Reynolds黏度- 温度系数为γ=0.042，初始密度为ρ0=875 kg/m3，密度- 温度系数为β=0.000 7 K-1，压力指数z=0.98，温度指数s0=2.15. 摩擦副钢片由65号锰钢制成，摩擦片由铜基粉末冶金材料制成，其材料属性如表1所示。

本文采用差分法求解平面接触热混合润滑模型，采用松弛迭代法求局部膜厚、局部压强分布及局部温升。无量纲膜厚ε=10-6作为阈值来判断微凸峰真实接触区。无量纲压强和无量纲载荷迭代精度为εp=εW=10-6，无量纲温度迭代精度为εT=0.5×10-3. 求解区域为1×1 mm2，等分为257×257个网格节点，对应空间步长为Δx=Δy=0.007 8，精度高于文献[18](0.009 3)、文献[13](0.011 7)等混合润滑模型中所使用的空间步长。仿真计算流程如图2所示。

表1 铜基摩擦副材料特性

图2 仿真计算流程图Fig.2 Computational flow chart

2 试验方法

为了更好地研究不同速度下湿式离合器摩擦副局部润滑及摩擦特性，本文在UMT上进行湿式小试样柱销- 摩擦盘(简称销- 盘)试验。高温湿式旋转销- 盘试验模块结构如图3所示。温度调节范围为0～150 ℃，温度控制精度为±3 ℃. 销子直径为6 mm，销- 盘试验有效摩擦半径为25 mm. 试验过程中，销子固定于传感器模块，摩擦片随载物台一起旋转，摩擦区域润滑油通过旋转离心力形成循环润滑油路。

图3 高温湿式旋转销- 盘试验模块Fig.3 Elevated temperature chamber for rotary drive

销- 盘试验样品如图4所示。销子由65号锰钢制成，摩擦片由铜基粉末冶金材料制成。试验前对摩擦副进行充分磨合。试验步骤为：1) 加热被试件至目标温度; 2)待温度稳定后结合摩擦副，调节电机至目标转速; 3) 记录转速、压力、温度和摩擦系数，采样时间3 min; 4) 停止试验，分离摩擦副。

图4 小试样销- 盘试验样品Fig.4 Test samples of pin and friction disc

图5 铜基摩擦片真实表面Fig.5 Real rough surface of Cu-based friction plate

铜基摩擦片表面微观形貌利用德国布鲁克公司的NanoMap-D形貌仪测得，如图5所示。采样范围为1 mm×1 mm；均方根表面粗糙度为0.61 μm；偏度为-2.8；峰度为8.8. 大粗糙度和多孔性是铜基摩擦材料的特性。

3 结果与分析

为了揭示转速对湿式离合器润滑及摩擦特性的影响，本文采用从低速至高速6种不同的相对转速进行仿真计算和销- 盘试验。采用铜基摩擦副粗糙接触表面进行仿真计算。试验温度为90 ℃，试验载荷为100 N. 试验及对应仿真计算工况参数设置如表2所示。

表2 销- 盘试验及对应仿真计算参数设置

3.1 对局部压强分布及承压比的影响

摩擦副局部压强分布仿真计算结果如图6所示。局部压强分布图由微凸峰接触压强和流体动压组成，微凸峰接触区压强较显著，流体润滑区压强相对较小。图6中可以清晰地看到，随着相对滑动速度从26 mm/s增加到6 545 mm/s，流体动压显著增加，微凸峰接触压强则明显减小。当ue=26 mm/s时，由于摩擦副间相对滑动速度极小，所以此时流体动压非常微弱，大部分载荷由微凸峰承载，因此微凸峰接触压强较大，此时最大微凸峰接触压强约0.5 GPa. 而当ue=6 545 mm/s时，由于摩擦副以很大的相对速度滑动，此时流体动压显著增加，微凸峰接触面积减小，大部分载荷由润滑油膜承担，因此微凸峰接触压强明显减小，此时最大微凸峰接触压强约减小为0.21 GPa.

图6 局部压力分布仿真计算结果Fig.6 Calculated results of local pressure distribution

在粗糙面接触混合润滑区域，法向载荷由润滑油膜和微凸峰接触共同承担。图7给出了当相对滑动速度从26 mm/s增加到6 545 mm/s时润滑油膜和微凸峰压力承载比仿真计算结果。当相对滑动速度为26 mm/s时，流体动压微弱，约89%的法向载荷由微凸峰承载。随着相对滑动速度由26 mm/s增加到1 047 mm/s，润滑油膜压力承载比从约12%迅速增加到约59%，而后当相对滑动速度增加到6 545 mm/s时，润滑油膜压力承载比逐渐增加至约87%.

图7 压力承载比仿真计算结果Fig.7 Calculated results of load sharing ratio

3.2 对局部温升的影响

摩擦副接触面间通过剪切润滑油膜和微凸峰接触产生热量，并引起粗糙接触表面的局部温升。局部温升的大小与相对滑动速度、局部压力分布和微凸峰实际接触面积有关。在微凸峰接触区，接触压力较大，剪切微凸峰产生的热量较多，因此局部温升较高。而流体润滑区，剪切润滑油膜产生的热量较少，因此局部温升较低。图8给出了摩擦副表面局部温升仿真计算结果。当ue=26 mm/s时，相对滑动速度很小，摩擦所产生的热量较少，此时最大局部温升约3 ℃. 随着相对滑动速度的增加，摩擦表面局部温升显著升高。当相对滑动速度为1 047 mm/s时，摩擦表面最大局部温升为70 ℃. 当相对滑动速度增加到6 545 mm/s时，流体动压作用明显，局部闪点高温数量减少，此时摩擦表面最大局部温升达到230 ℃.

图8 局部温升仿真计算结果Fig.8 Calculated results of local temperature rise

随着相对滑动速度的增大，流体动压作用显著增强，微凸峰接触压力减小，实际接触面积减少，因此，接触表面温升速度有所减缓，如图9所示。当相对滑动速度为26 mm/s时，接触表面平均温升约为1.6 ℃. 随着相对滑动速度增加到1 047 mm/s，表面平均温升快速增大到约59 ℃. 最后，当相对滑动速度增加到6 545 mm/s时，表面表面平均温升增速变缓，增大至约104 ℃.

图9 平均温升仿真计算结果Fig.9 Calculated results of average temperature rise

3.3 对真实接触面积的影响

通过设置阈值来判断微凸峰真实接触与否，如果局部润滑油膜厚度h≤1 nm，则认为微凸峰处于真实接触状态。从粗糙表面实际接触区仿真计算结果可以看出，如图10所示，转速对摩擦副实际接触面积具有显著影响。当相对滑动速度很小，ue=26 mm/s时，流体动压非常微弱，大部分法向载荷由微凸峰承载，此时微凸峰实际接触面积较大。随着速度的增加，润滑油动压作用迅速增强，由润滑油膜承担的载荷也随之增加，所以微凸峰实际接触面积快速减小。当摩擦副以很大的相对速度滑动，ue=6 545 mm/s时，此时流体动压显著增加，约87%的法向载荷由润滑油膜承担，因此微凸峰实际接触面积明显减小。

图10 实际接触区仿真计算结果Fig.10 Calculated results of real contact area

润滑油黏度受接触表面温升的影响。随着相对滑动速度的增大，接触表面温度升高，润滑油黏度降低，流体动压增大速度变缓，从而减缓了微凸峰实际接触面积的减小速度，如图11所示。从图11可以看出，随着相对滑动速度的增大，摩擦副实际接触面积率显著减小，且减小速度逐渐变缓，变化规律和微凸峰压力承载比呈对应关系。当相对滑动速度为26 mm/s时，约89%的法向载荷由微凸峰承载，此时摩擦副实际接触面积率较大，约12.3%. 随着相对滑动速度增加到1 047 mm/s，微凸峰压力承载比迅速降低至约41%，此时摩擦副实际接触面积率随之迅速降低至约4.9%. 而后当相对滑动速度增加到6 545 mm/s时，微凸峰压力承载比逐渐降低至约13%，此时摩擦副实际接触面积率也随之逐渐降低至约1.4%.

图11 实际接触面积率仿真计算结果Fig.11 Calculated results of contact area ratio

3.4 对摩擦系数的影响

摩擦力由剪切润滑油膜和微凸峰接触而产生。随着摩擦副相对滑动速度的增加，流体动压作用显著增强，微凸峰实际接触面积减少，摩擦力将随之减小。图12给出了摩擦系数和转速试验测试结果。当销- 盘试验转速极小，为10 r/min时，润滑油膜动压作用非常微弱，大量微凸峰处于接触状态，此时摩擦副间摩擦系数较大，约0.141. 随着转速的增加，微凸峰接触面积减少，因此摩擦系数也明显减小。当试验转速为400 r/min时，摩擦副间摩擦系数减小为0.089. 当试验转速增加到2 500 r/min时，流体动压作用明显，微凸峰接触面积很小，此时摩擦系数减小至0.048.

图12 摩擦系数和转速试验测试结果Fig.12 Test results of friction coefficient and rotating speed

摩擦系数的大小与微凸峰实际接触面积的大小有关。当相对滑动速度增加，流体动压作用显著增强，导致微凸峰实际接触面积减少，但由于表面温升的影响，微凸峰接触面积减小速度逐渐变缓，因此摩擦系数也将随之减小，且减小速度逐渐减缓，如图13所示。随着相对滑动速度从26 mm/s增加到6 545 mm/s，摩擦副间摩擦系数减小非常显著，且变化规律与实际接触面积率呈大致对应关系。当相对滑动速度为26 mm/s时，摩擦副实际接触面积率约为12.3%，此时摩擦系数较大，约0.141. 随着相对滑动速度增加到1 047 mm/s，实际接触面积率迅速降低至约4.9%，此时摩擦系数随之迅速降低至约0.089. 当相对滑动速度继续增加到6 545 mm/s时，实际接触面积率逐渐降低至约1.4%，此时摩擦系数也随之逐渐降低至约0.048.

图13 摩擦系数试验测试结果Fig.13 Test results of friction coefficient

4 结论

1)随着速度从极小逐渐增大，离合器润滑油膜动压作用显著增强，摩擦副法向载荷最终主要由润滑油膜承担。摩擦副局部压强分布中，微凸峰接触区压强较大，流体润滑区压强相对较小。

2)在微凸峰接触区，接触压力较大，产生的热量较多，局部温升较高。而流体润滑区，剪切润滑油膜产生的热量较少，局部温升较低。随着速度的增加，局部温升明显增大，且局部闪点高温数量减少。

3)速度很小时，流体动压微弱，大部分法向载荷由微凸峰承担，此时摩擦副实际接触面积较大。随着速度的增加，实际接触面积率明显减小，变化规律与微凸峰压力承载比呈对应关系。

4)摩擦系数主要受微凸峰实际接触面积变化的影响，随着速度的增加，微凸峰实际接触面积明显减少，所以摩擦系数也随之减小，变化规律和微凸峰实际接触面积呈大致对应关系。

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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

国家自然科学基金项目(51575042)

赵二辉(1985—)，男，博士研究生。E-mail：zhaoerhui@yahoo.com

马彪(1964—)，男，教授，博士生导师。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