王東偉 ，吳 霄 ，項(xiàng)載毓 ，莫繼良

（1. 中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610213；2. 西南交通大學(xué)摩擦學(xué)研究所，四川 成都 610031）

隨著我國(guó)高速列車(chē)運(yùn)行速度的不斷增大，列車(chē)在不同運(yùn)行工況下的制動(dòng)性能優(yōu)劣程度已經(jīng)成為了影響高速列車(chē)發(fā)展的首要問(wèn)題[1]. 在列車(chē)制動(dòng)過(guò)程中，制動(dòng)盤(pán)和制動(dòng)片在快速高壓下發(fā)生劇烈的摩擦作用，釋放出大量熱能，對(duì)摩擦表面造成周期性熱沖擊并形成熱斑，且由于熱機(jī)耦合的作用，制動(dòng)熱對(duì)系統(tǒng)振動(dòng)噪聲和疲勞損傷均有重要的影響[2]. 因此，研究高速列車(chē)制動(dòng)系統(tǒng)在熱機(jī)耦合狀態(tài)下的摩擦副表面溫度場(chǎng)和應(yīng)力分布特征，對(duì)探索新型制動(dòng)盤(pán)表面的耐磨與抗疲勞途徑，改善制動(dòng)尖叫噪聲，改進(jìn)制動(dòng)盤(pán)的使用壽命有重要的意義[3].

考慮到1∶1高速列車(chē)制動(dòng)試驗(yàn)的復(fù)雜性和長(zhǎng)周期等特點(diǎn)，大量研究者采用數(shù)值模擬的手段對(duì)制動(dòng)過(guò)程進(jìn)行模擬，以揭示制動(dòng)系統(tǒng)的熱機(jī)耦合動(dòng)態(tài)特性[4-9]：劉靜娟等[4]探討了不同結(jié)構(gòu)的筋板對(duì)制動(dòng)盤(pán)散熱性能的影響，得到了有利于改善制動(dòng)盤(pán)散熱性能的筋板分布結(jié)構(gòu)；石曉玲等[5]建立了帶裂紋的制動(dòng)盤(pán)網(wǎng)格，并探討了熱機(jī)耦合作用下單條裂紋和多條裂紋的擴(kuò)展規(guī)律；楊智勇等[6]充分考慮材料熱傳導(dǎo)的瞬態(tài)過(guò)程和材料高溫下塑性變形的特性，進(jìn)而進(jìn)行彈塑性熱機(jī)耦合求解，驗(yàn)證盤(pán)面局部熱斑產(chǎn)生原因；周素霞等[7]建立制動(dòng)盤(pán)無(wú)內(nèi)熱源的三維溫度場(chǎng)分布的數(shù)學(xué)計(jì)算模型，對(duì)不同制動(dòng)狀態(tài)下的盤(pán)面溫度和制動(dòng)應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析，為高速列車(chē)復(fù)合材料制動(dòng)盤(pán)的熱疲勞性能評(píng)價(jià)提供依據(jù).

以上研究對(duì)認(rèn)識(shí)高速列車(chē)制動(dòng)系統(tǒng)熱機(jī)耦合行為有重要意義，但是所建立的有限元模型往往過(guò)于簡(jiǎn)化（通常由盤(pán)和片組成），沒(méi)有具體體現(xiàn)出制動(dòng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)及制動(dòng)力具體加載行為. 此外，熱機(jī)耦合分析通常關(guān)注制動(dòng)盤(pán)溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的分布行為，對(duì)摩擦片的溫度和應(yīng)力分布以及熱機(jī)耦合對(duì)制動(dòng)器的接觸行為和振動(dòng)噪聲特性所產(chǎn)生的影響并沒(méi)有展開(kāi)系統(tǒng)的研究. 因此有必要對(duì)不同結(jié)構(gòu)的制動(dòng)器熱機(jī)耦合特性進(jìn)行研究，探討制動(dòng)器結(jié)構(gòu)和溫度、振動(dòng)三者之間的動(dòng)態(tài)關(guān)系，從而為高鐵制動(dòng)器的選材和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù).

為此，本研究建立起高速列車(chē)盤(pán)式制動(dòng)器有限元模型，采用熱機(jī)直接耦合法研究制動(dòng)過(guò)程中界面溫度特征和動(dòng)力學(xué)特性，重點(diǎn)探討制動(dòng)摩擦片表面徑向和軸向的溫度分布及彈性變形行為，并對(duì)有/無(wú)熱機(jī)耦合狀態(tài)下的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)行為進(jìn)行對(duì)比分析.研究結(jié)果為改善制動(dòng)界面溫度分布和制動(dòng)閘片減振降噪的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供重要理論依據(jù).

1 制動(dòng)系統(tǒng)熱機(jī)耦合分析理論

1.1 制動(dòng)系統(tǒng)有限元模型

圖1（a）為高速列車(chē)盤(pán)形制動(dòng)系統(tǒng)三維有限元模型，模型主要包括制動(dòng)盤(pán)、盤(pán)轂、背板、閘片、閘片托、制動(dòng)夾鉗和螺栓. 有限元模型的約束情況如圖1（b）所示，考慮到制動(dòng)盤(pán)與盤(pán)轂通過(guò)螺栓實(shí)現(xiàn)連接，在模型中二者設(shè)置為T(mén)ie約束. 約束制動(dòng)盤(pán)內(nèi)圈所有方向的平動(dòng)自由度，保留制動(dòng)盤(pán)在Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)方向自由度；設(shè)置制動(dòng)夾鉗和閘片托之間形成Hinge連接，使夾鉗在加載過(guò)程中實(shí)現(xiàn)力的傳遞；在夾鉗后孔處定義耦合參考點(diǎn)，并對(duì)其分別施加沿Y軸方向的制動(dòng)載荷，本研究中制動(dòng)力F= 12 kN；閘片托與閘片背板之間、閘片背板和閘片之間均采用Tie約束，閘片與制動(dòng)盤(pán)之間采用面—面接觸.

圖1 列車(chē)制動(dòng)系統(tǒng)有限元模型和邊界條件Fig. 1 Finite element model of the high speed train disc brake system and its boundary conditions

制動(dòng)過(guò)程中隨著摩擦界面溫度的升高，制動(dòng)盤(pán)和閘片的材料特性均隨溫度變化表現(xiàn)為非線(xiàn)性特性. 本研究采用的制動(dòng)摩擦副材料參數(shù)與文獻(xiàn)[10]一致. 采用四面體與六面體網(wǎng)格實(shí)現(xiàn)對(duì)制動(dòng)系統(tǒng)模型的網(wǎng)格劃分，具體部件網(wǎng)格特性見(jiàn)表1.

表1 有限元模型網(wǎng)格特征Tab. 1 Mesh characteristics of the finite element model

1.2 制動(dòng)熱分析方程及邊界條件

高速列車(chē)在制動(dòng)過(guò)程中，大部分的動(dòng)能通過(guò)制動(dòng)盤(pán)和閘片的摩擦作用轉(zhuǎn)換成為熱能，并在摩擦界面不斷聚集，導(dǎo)致界面溫度升高. 同時(shí)，由于暴露在空氣之中，摩擦產(chǎn)生的熱量不斷以熱傳導(dǎo)、熱輻射和熱對(duì)流的方式與外界進(jìn)行熱交換，因此在模型計(jì)算過(guò)程中，需要對(duì)摩擦副熱交換的過(guò)程進(jìn)行定義[11].

1.2.1制動(dòng)盤(pán)和閘片間的熱傳導(dǎo)分析

由于制動(dòng)盤(pán)和閘片之間存在溫度差，必然導(dǎo)致二者之間發(fā)生熱量轉(zhuǎn)移，可以把熱傳導(dǎo)的過(guò)程當(dāng)作平壁導(dǎo)熱過(guò)程進(jìn)行求解，滿(mǎn)足傅里葉定律，如式（1）.

式中：qT為熱傳導(dǎo)換熱量；T1為摩擦面表面溫度差；k為材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)；A為導(dǎo)熱面積.

1.2.2摩擦副與空氣熱對(duì)流分析

假設(shè)環(huán)境溫度為20 ℃，則摩擦副由于溫升將會(huì)對(duì)環(huán)境進(jìn)行熱量對(duì)流，符合牛頓冷卻公式，如式（2）.

式中：qC為熱對(duì)流換熱量；Ta、Tg分別為空氣和固體表面溫度；λ為對(duì)流換熱系數(shù).

1.2.3 摩擦副輻射散熱分析

熱輻射是摩擦副向外發(fā)射能量的過(guò)程，可采用史蒂芬-玻爾茲曼方程來(lái)計(jì)算，如式（3）.

式中：qR為輻射散熱量；ε為摩擦副材料的輻射率；σ為史蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)；AF為輻射面面積;T4為輻 射面溫度；T0為空氣絕對(duì)溫度.

2 制動(dòng)系統(tǒng)熱機(jī)耦合特性分析

2.1 閘片界面總體溫度變化分析

首先對(duì)摩擦片的進(jìn)出摩擦區(qū)域進(jìn)行定義，如圖2所示.

圖2 摩擦片進(jìn)出摩擦區(qū)域示意Fig. 2 Schematic of the in and out friction zone of pad

對(duì)制動(dòng)器模型在熱機(jī)耦合作用下制動(dòng)盤(pán)閘片兩側(cè)的表面溫度分布進(jìn)行分析，結(jié)果如圖3（a）所示.閘片溫度在制動(dòng)過(guò)程呈現(xiàn)出明顯的不對(duì)稱(chēng)性，在制動(dòng)摩擦的前期階段，閘片進(jìn)摩擦區(qū)域（摩擦片上首先進(jìn)入與制動(dòng)盤(pán)摩擦接觸的區(qū)域）成為主要的高溫區(qū).這是由于制動(dòng)過(guò)程中摩擦力引起的旋轉(zhuǎn)壓緊效應(yīng)使得閘片進(jìn)摩擦區(qū)域成為主要應(yīng)力集中區(qū)域，因此溫度迅速升高[12]. 隨著制動(dòng)過(guò)程的進(jìn)行，制動(dòng)盤(pán)和閘片均發(fā)生了不同程度的熱翹曲變形，如圖3（b）所示，尤其是當(dāng)制動(dòng)盤(pán)熱變形開(kāi)始擠壓閘片中部時(shí)，摩擦片表面的最大應(yīng)力集中區(qū)域逐漸發(fā)生了轉(zhuǎn)移，閘片中部和出摩擦區(qū)域（摩擦片上首先離開(kāi)與制動(dòng)盤(pán)摩擦接觸的區(qū)域）的溫度逐漸升高. 當(dāng)制動(dòng)過(guò)程進(jìn)一步進(jìn)行時(shí)，此時(shí)閘片開(kāi)始呈現(xiàn)出局部高溫閃溫現(xiàn)象，這是由于當(dāng)制動(dòng)進(jìn)行到穩(wěn)定階段時(shí)，制動(dòng)系統(tǒng)保持一定的振動(dòng)模態(tài)接觸方式進(jìn)行運(yùn)動(dòng)，形成局部高溫. 這也可以解釋閘片中局部熱斑的形成原因，因此摩擦襯片表面溫度處于動(dòng)態(tài)變化過(guò)程.

2.2 閘片表面周向溫度和徑向溫度變化分析

2.2.1 閘片表面周向溫度分布

為了進(jìn)一步說(shuō)明熱機(jī)耦合作用下閘片表面溫度分布特性，本部分對(duì)制動(dòng)閘片表面3個(gè)區(qū)域（外徑區(qū)、中間區(qū)、內(nèi)徑區(qū)）的周向溫度分布進(jìn)行分析，分別選取閘片3個(gè)區(qū)域的等間距周向排布節(jié)點(diǎn)（Nw1～Nw9，Nz1～Nz9，Nn1～Nn9），計(jì)算制動(dòng)過(guò)程中節(jié)點(diǎn)周向溫度分布情況，結(jié)果如圖4. 由圖4可知：可見(jiàn)在閘片的3個(gè)區(qū)域均出現(xiàn)了明顯的熱量集中的現(xiàn)象，在閘片外徑區(qū)域，其進(jìn)摩擦區(qū)域和出摩擦區(qū)域均形成了明顯的高溫區(qū)，節(jié)點(diǎn)Nw1、Nw3、Nw7和Nw9的溫度均明顯大于其他節(jié)點(diǎn)（圖4（a））. 相比之下，在閘片中部區(qū)域，閘片靠近出摩擦區(qū)域成為高溫集中區(qū)，節(jié)點(diǎn)Nz3溫度在制動(dòng)過(guò)程中明顯高于其他節(jié)點(diǎn)溫度（圖4（b））；相反的是，在閘片內(nèi)徑區(qū)域，閘片靠近進(jìn)摩擦區(qū)域成為高溫集中區(qū)，節(jié)點(diǎn)Nn7溫度在制動(dòng)過(guò)程中出現(xiàn)顯著增大（圖4（c））.

圖3 兩側(cè)閘片界面溫度分布與彈性變形時(shí)變圖Fig. 3 Temperature distribution and normal displacement graphs of the pads in both sides

以上結(jié)果表明，制動(dòng)閘片在不同的區(qū)域，周向溫度分布差異顯著，這主要是由于在制動(dòng)摩擦過(guò)程中制動(dòng)盤(pán)和閘片發(fā)生不同程度彈性翹曲變形，導(dǎo)致閘片和制動(dòng)盤(pán)之間存在局部接觸行為. 此外，可見(jiàn)閘片外側(cè)周向溫度明顯高于中部和內(nèi)側(cè)，這是由于閘片外側(cè)區(qū)域線(xiàn)速度明顯高于中部和內(nèi)側(cè)區(qū)域，因此增大了摩擦副之間的發(fā)熱量與熱傳導(dǎo)行為，故外側(cè)區(qū)域周向溫度更高[13]. 此外，內(nèi)徑區(qū)域由于接觸應(yīng)力更小，因此邊緣區(qū)域的對(duì)流散熱和熱輻射效應(yīng)更加明顯，這進(jìn)一步降低了邊緣區(qū)域的溫度.

圖4 閘片不同區(qū)域溫度周向分布情況Fig. 4 Temperature distribution of the brake pad in circle direction

2.2.2 閘片表面徑向溫度分布

進(jìn)一步探討閘片表面徑向溫度分布特性，選取閘片表面3個(gè)區(qū)域（進(jìn)摩擦區(qū)、中間區(qū)、出摩擦區(qū)）進(jìn)行分析，定義徑向等間距排布節(jié)點(diǎn)為（Nc1～Nc7，Nm1～Nm7，Nj1～Nj7），結(jié)果如圖5所示. 由圖5可知：閘片溫度在徑向區(qū)域存在明顯的梯度； 在閘片出摩擦區(qū)域，閘片外徑溫度分布呈現(xiàn)制動(dòng)初期上升緩慢、中后期迅速上升的趨勢(shì)，節(jié)點(diǎn)Nc6和Nc7的溫度明顯高于其他節(jié)點(diǎn)（圖5（a））；相比之下，在閘片的中間區(qū)和出摩擦區(qū)，閘片內(nèi)徑處呈現(xiàn)出明顯的高溫集中現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)Nm1、Nj1溫度明顯高于其他節(jié)點(diǎn)（圖5（b）和圖5（c）），這是由于摩擦副的接觸狀態(tài)隨制動(dòng)過(guò)程發(fā)生變化，從而導(dǎo)致閘片不同區(qū)域的徑向溫度分布也呈現(xiàn)出一定的區(qū)別.

圖5 閘片不同區(qū)域溫度徑向分布情況Fig. 5 Temperature distribution of the brake pad in radial direction

2.3 閘片表面彈性變形分析

2.3.1 閘片整體熱變形分析

對(duì)熱機(jī)耦合狀態(tài)下閘片的整體熱彈性變形行為進(jìn)行分析，結(jié)果如圖6所示. 由圖6可見(jiàn)：閘片在制動(dòng)前期階段發(fā)生了明顯的彈性波動(dòng)，閘片的法向和切向位移均出現(xiàn)了較高幅度的振蕩，且閘片在法向的形變相比于切向變形更加劇烈；隨著制動(dòng)的進(jìn)行，由于制動(dòng)界面整體溫度升高，摩擦系數(shù)以及材料特性均發(fā)生了一定的變化，系統(tǒng)振動(dòng)減弱，因此閘片在兩個(gè)方向上的振蕩程度明顯減弱，但是依然可見(jiàn)閘片的變形量呈逐漸增大的趨勢(shì)，位移形變量達(dá)到0.006 mm，這是由于界面溫度在制動(dòng)過(guò)程中始終處于增大的狀態(tài)，相應(yīng)的熱彈性變形也呈現(xiàn)類(lèi)似的趨勢(shì).

圖6 閘片在法向和切向熱彈性變形行為Fig. 6 Deformation of the brake pad in both the tangential and normal directions

2.3.2 閘片表面周向彈性變形分析

為探究閘片接觸表面的熱彈性變形行為，對(duì)閘片與制動(dòng)盤(pán)接觸表面上節(jié)點(diǎn)（中間區(qū)域Nz1～Nz9）的法向位移進(jìn)行分析. 首先分析熱彈性變形的周向分布特性，如圖7所示. 由圖7可以看出：隨著制動(dòng)的進(jìn)行，熱變形主要發(fā)生在閘片的頭部和尾部上（出摩擦區(qū)和進(jìn)摩擦區(qū)），其中閘片在出摩擦區(qū)的變形量（35 μm）明顯大于進(jìn)摩擦區(qū)處（25 μm），這是由于制動(dòng)盤(pán)在進(jìn)出摩擦區(qū)的熱翹曲量不同，且翹曲量在初期增加較慢、中后期增長(zhǎng)迅速，這是受摩擦片進(jìn)摩擦區(qū)初期升溫慢、中后期升溫迅速所影響的； 此外，閘片的中部呈現(xiàn)出明顯的“凹陷”的現(xiàn)象，即隨著制動(dòng)的進(jìn)行，閘片中部區(qū)域沒(méi)有出現(xiàn)明顯的熱彈性變形，這是由于熱翹曲變形使得閘片和制動(dòng)盤(pán)在中部區(qū)域沒(méi)有形成良好的接觸，導(dǎo)致對(duì)流換熱明顯，界面溫度升高較少，因此中間區(qū)域沒(méi)有形成明顯的熱彈性變形. 以上結(jié)果也與圖4所示的結(jié)果一致，即周向高溫區(qū)主要集中在閘片的兩側(cè)，而中間區(qū)域沒(méi)有形成高溫區(qū).

圖7 閘片彈性變形周向分布Fig. 7 Elastic deformation of the pad in circular direction

2.3.3 閘片表面徑向彈性變形分析

進(jìn)一步地，求解閘片彈性變形法向分布的時(shí)變特性（中間區(qū)域Nm1～Nm7），如圖8所示. 由圖8可見(jiàn)：閘片法向位移在制動(dòng)初期階段呈現(xiàn)出鋸齒狀，該形狀的波動(dòng)來(lái)源于制動(dòng)界面接觸壓力變化和溫度變化效應(yīng)的影響，正好對(duì)應(yīng)初始階段制動(dòng)系統(tǒng)處于高頻振蕩的狀態(tài)；隨時(shí)間不斷增長(zhǎng)，法向位移呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，尤其是在節(jié)點(diǎn)Nm3（近閘片外徑處），其法向位移顯著增加至0.02 mm，這也是受制動(dòng)盤(pán)總體熱翹曲的影響，使得局部區(qū)域變形嚴(yán)重.

圖8 閘片彈性變形徑向分布Fig. 8 Elastic deformation of the pad in radial direction

2.4 制動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)行為分析

2.4.1 系統(tǒng)振動(dòng)信號(hào)分析

為了進(jìn)一步說(shuō)明熱機(jī)耦合作用對(duì)制動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)行為的影響，研究對(duì)比分析在有/無(wú)熱機(jī)耦合作用下的制動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)信號(hào)，結(jié)果如圖9（a）、（b）所示.由圖9（a）、（b）可見(jiàn)：當(dāng)忽略熱機(jī)耦合作用時(shí)，系統(tǒng)振動(dòng)信號(hào)和界面摩擦力信號(hào)呈現(xiàn)出較為連續(xù)的波動(dòng)，這說(shuō)明制動(dòng)系統(tǒng)發(fā)生了持續(xù)的自激振動(dòng)，并可能產(chǎn)生尖叫噪聲；相反的是，當(dāng)熱機(jī)耦合作用存在時(shí)，制動(dòng)系統(tǒng)僅在制動(dòng)的一定階段內(nèi)出現(xiàn)了明顯的自激振動(dòng)，而隨著制動(dòng)摩擦的進(jìn)行，系統(tǒng)的振動(dòng)強(qiáng)度逐步降低，系統(tǒng)趨于穩(wěn)定. 這是由于界面摩擦系數(shù)隨著溫度的升高逐漸降低[14]，從而降低了系統(tǒng)的振動(dòng)傾向.值得注意的是，在系統(tǒng)考慮熱機(jī)耦合時(shí)，其自激振動(dòng)階段的振動(dòng)強(qiáng)度相比于無(wú)熱機(jī)耦合狀態(tài)下更大，這是由于溫度升高導(dǎo)致摩擦副之間的接觸剛度發(fā)生變化，在一定接觸剛度狀態(tài)下系統(tǒng)有可能出現(xiàn)強(qiáng)度更大的振動(dòng)現(xiàn)象.

進(jìn)一步對(duì)兩種狀態(tài)下的振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行FFT（快速傅里葉變換）分析，結(jié)果如圖9（c）所示. 由圖9（c）可見(jiàn)：系統(tǒng)的振動(dòng)主頻并不會(huì)因?yàn)闊釞C(jī)耦合的做用發(fā)生明顯的變化，這主要是由于制動(dòng)系統(tǒng)不穩(wěn)定振動(dòng)現(xiàn)象通常是由于系統(tǒng)模態(tài)耦合特性造成的，它通常取決于系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特性，而受到熱力學(xué)影響相對(duì)較??；但是系統(tǒng)振動(dòng)主頻處的能量在考慮熱機(jī)耦合的情況下明顯上升，從105 dB增大至113 dB，這也說(shuō)明了熱機(jī)耦合狀態(tài)下制動(dòng)系統(tǒng)自激振動(dòng)強(qiáng)度增大.

圖9 列車(chē)制動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)信號(hào)分析Fig. 9 Vibration signals analysis of the high speed train disc brake system

2.4.2 系統(tǒng)接觸應(yīng)力分析

熱機(jī)耦合特性對(duì)列車(chē)制動(dòng)界面的接觸法向力和摩擦力具有重要影響，圖10為制動(dòng)系統(tǒng)在忽略/考慮熱機(jī)耦合作用下，界面法向力和摩擦力隨制動(dòng)時(shí)間變化曲線(xiàn). 由圖10可以看出：在忽略熱機(jī)耦合作用下，制動(dòng)界面法向力和切向力均出現(xiàn)了明顯的持續(xù)振蕩，且該振蕩以較穩(wěn)定的幅值一直持續(xù)到計(jì)算結(jié)束；相比之下，當(dāng)考慮熱機(jī)耦合作用時(shí)，在0～0.6 s時(shí)間內(nèi)，界面法向力出現(xiàn)了持續(xù)的高幅度波動(dòng)，相應(yīng)的摩擦力也呈現(xiàn)出明顯的波動(dòng)現(xiàn)象；隨著制動(dòng)過(guò)程的進(jìn)行，由于界面溫度升高，制動(dòng)部件發(fā)生了不同程度的翹曲變形，這導(dǎo)致界面法向力呈現(xiàn)出一定程度的上升，但是由于摩擦系數(shù)的降低和材料的軟化，可見(jiàn)界面力信號(hào)的波動(dòng)程度逐漸減弱[15]. 以上結(jié)果也說(shuō)明了在熱機(jī)耦合狀態(tài)下，界面力有一定程度的增大，但是力信號(hào)的波動(dòng)程度有所降低，這也與Ouyang等[13]在對(duì)汽車(chē)制動(dòng)系統(tǒng)熱機(jī)耦合行為的研究中得到的結(jié)論一致.

圖10 界面法向力和摩擦力Fig. 10 Normal force and friction force of the brake system

3 結(jié) 論

1） 制動(dòng)過(guò)程中，閘片表面溫度處于動(dòng)態(tài)變化的過(guò)程，高溫區(qū)從閘片的進(jìn)摩擦區(qū)逐漸向中部和出摩擦區(qū)流動(dòng)，且閘片表面的局部區(qū)域會(huì)形成持久的高溫區(qū)，導(dǎo)致熱斑產(chǎn)生.

2） 由于制動(dòng)盤(pán)和閘片發(fā)生一定程度彈性翹曲變形，因此閘片的周向溫度分布和徑向溫度分布出現(xiàn)復(fù)雜的特性，且在閘片的內(nèi)外徑處和進(jìn)/出摩擦區(qū)域的溫度分布差異顯著.

3） 熱變形主要發(fā)生在閘片的兩側(cè)，閘片在進(jìn)摩擦區(qū)的變形量明顯大于出摩擦區(qū)處，而閘片中部區(qū)域沒(méi)有出現(xiàn)明顯的熱變形現(xiàn)象.

4） 熱機(jī)耦合作用下制動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)經(jīng)歷先增大后降低的過(guò)程，整體強(qiáng)度相比于忽略熱機(jī)耦合的情況下更大，對(duì)應(yīng)主頻處的振動(dòng)能量也有所上升. 此外，在熱機(jī)耦合狀態(tài)下，界面接觸力波動(dòng)程度先增大后降低且總體呈上升趨勢(shì).