謝茂青，王雷剛

六鈦酸鉀晶須增強汽車干式離合器摩擦片的熱衰退和振顫特性

謝茂青1, 2，王雷剛1

(1. 江蘇大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212013；2. 浙江鐵流離合器股份有限公司，杭州 311101)

汽車離合器用摩擦片是影響離合器使用壽命、動力傳遞效率和舒適性的關(guān)鍵零件，提高其在滑磨過程中摩擦因數(shù)穩(wěn)定性和對振顫的衰減特性是避免傳遞扭矩不穩(wěn)定，汽車發(fā)生振顫的重要技術(shù)手段。本文制備一種六鈦酸鉀晶須增強離合器摩擦片，研究該類材料的熱衰退特性，并進(jìn)行振顫臺架試驗。結(jié)果表明：添加8%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))六鈦酸鉀晶須的汽車離合器摩擦片在400 ℃時摩擦因數(shù)大于等于0.2，優(yōu)于德國大眾3101程序熱衰退測試標(biāo)準(zhǔn)350 ℃的要求；其在20 000個循環(huán)后在500 r/min和800 r/min的平均阻尼因數(shù)小于等于0.05 N?m?s，滿足德國3102程序振顫測試規(guī)定標(biāo)準(zhǔn)；在20 000個循環(huán)后在500 r/min的最大阻尼因數(shù)小于等于0.1 N?m?s規(guī)定標(biāo)準(zhǔn)，對振顫有明顯衰減作用。

離合器；摩擦片；六鈦酸鉀晶須；熱衰退；振顫

近十年來，全球汽車工業(yè)向高速、重載、舒適、節(jié)能、環(huán)保方向發(fā)展，對汽車傳動和制動摩擦材料提出了更高要求[1]。目前實際生產(chǎn)的纏繞式離合器摩擦片大多數(shù)是復(fù)合線作增強材料，而這些復(fù)合線中，除有機纖維和無機纖維外，為達(dá)到增強、導(dǎo)熱、耐磨的作用，幾乎都含有金屬纖維尤其是銅絲，如很多中國專利公開的無石棉離合器摩擦片，其骨架材料均有金屬纖維尤其是銅絲[2?3]。使用銅絲可使摩擦片抗熱衰退性和耐磨性增加，但是大量使用銅將造成嚴(yán)重的資源浪費和環(huán)境污染[4?5]。歐美一些國家已就限制摩擦材料中有害重金屬組分及銅的含量進(jìn)行立法[6]。目前凱芙拉纖維、碳纖維等一些高端纖維材料具有輕質(zhì)、高強和優(yōu)異的耐腐蝕性和耐高溫性能和抗振顫性能，成為先進(jìn)復(fù)合材料的典型代表，《新材料產(chǎn)業(yè)“十二五”發(fā)展規(guī)劃》指出，“十二五”將重點發(fā)展高性能復(fù)合材料，并將加快發(fā)展碳纖維等高性能增強纖維[7?8]。但目前凱芙拉纖維和碳纖維價格昂貴，制造難度大，在市場推廣非常困難，只用于少數(shù)高端領(lǐng)域，無法在汽車離合器摩擦片領(lǐng)域進(jìn)行全面普及。

鈦酸鉀晶須是一種新型短針狀纖維，鈦酸鉀晶須具有高熔點(1 350 ℃)、低硬度(莫氏4 HM)、低密度(3.3 g/cm3)、高反射(紅外線反射率達(dá)到90%以上)、高彈性模量(280 GPa)、低導(dǎo)熱率(0.05 W/m·K)、化學(xué)性能穩(wěn)定、高溫吸音強等優(yōu)點[9]，并且鈦酸鉀無毒、無害、無污染，其中間體是農(nóng)作物的化肥，可用于制備具有良好耐磨損性和滑動性的無石棉有機摩擦材料。研究表明鈦酸鉀晶須在摩擦材料中能夠替代重金屬銻、鉛、銅的作用[10]。KIM等[10?11]認(rèn)為鈦酸鉀晶須具有穩(wěn)定的表面摩擦膜，可提高摩擦因數(shù)的穩(wěn)定性，降低磨損能力；吳訓(xùn)錕等[12]研究發(fā)現(xiàn)，添加鈦酸鉀晶須可以明顯提高復(fù)合材料的拉伸強度和拉伸模量，有利于摩擦材料擁有穩(wěn)定的摩擦因數(shù)，較低的熱衰退性[13?14]。劉蓓蓓等[15]研究表明，添加8%～12%的六鈦酸鉀晶須可獲得性能優(yōu)異的制動系統(tǒng)無石棉有機摩擦材料。因此，針對汽車傳動系統(tǒng)離合器摩擦材料迫切需求，本文通過對汽車離合器摩擦片添加8%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))六鈦酸鉀晶須增強材料，開發(fā)一款六鈦酸鉀晶須增強汽車干式離合器摩擦片，研究其熱衰退和振顫特性，分析六鈦酸鉀晶須的作用機理，為今后汽車離合器摩擦片的研發(fā)、離合器系統(tǒng)摩擦副的研究和離合器摩擦材料的選擇提供理論指導(dǎo)和數(shù)據(jù)支持。

1 實驗

1.1 原材料

摩擦材料的組分包含粘結(jié)劑、增強纖維、摩擦性能調(diào)節(jié)劑和填料等。橡膠(德國朗盛化工)和酚醛樹脂(日本住友化工)為粘結(jié)劑；玻璃纖維(浙江巨化)、腈綸纖維(上海石化)和芳綸纖維(韓國可隆)為增強纖維；六鈦酸鉀晶須(上海晶須)、云母(大冶都鑫)、石墨(山東金濤石墨)、二硫化鉬(大冶都鑫)、炭黑(江西黑貓?zhí)亢?、氧化鋁(大冶都鑫)作為摩擦性能調(diào)節(jié)劑；填料主要以硫酸鋇(青島紅蝶)為主，通過熱壓燒結(jié)工藝制備而成，屬于高分子多組分復(fù)合材料。

1.2 配方與制備

根據(jù)摩擦片原材料的組成，結(jié)合配方設(shè)計要求，制備不同樣品的原材料配方如表1所列。

離合器摩擦片的制備流程如圖1所示。本文采用的是環(huán)保擠膠工藝代替?zhèn)鹘y(tǒng)浸膠工藝。

離合器摩擦片的制備工藝流程如下：

表1 離合器摩擦片的原料配比

圖1 離合器摩擦片的制備工藝

1) 配料：根據(jù)原材料中填料的配方設(shè)定組分，采用自動稱重配料系統(tǒng)進(jìn)行配料，再用犁耙式混料機混料，混料時間為2 min，混料機轉(zhuǎn)速為5 000 r/min。

2) 煉膠：根據(jù)配方中的比例，將丁腈橡膠和混合填料投入密煉機中煉膠，丁腈橡膠經(jīng)過塑煉放置24 h以上。密煉機溫度控制不超過90 ℃，時間5 min。煉好的膠料再經(jīng)過開煉機和造粒機，造成顆粒料備用。

3) 擠膠：將已經(jīng)混合好的復(fù)合紗與顆粒料通過螺桿擠出機混合，將顆粒料包裹在復(fù)合紗上，這個工序控制螺桿溫度在90 ℃，擠出速度在45 m/min。

4) 稱量：根據(jù)摩擦片外徑210 mm、內(nèi)徑134 mm、厚度3.5 mm的摩擦片投料量稱取膠線質(zhì)量，每片0.143 kg。

5) 纏繞：纏繞花紋控制為5.3等級，進(jìn)行制坯。

6) 壓制：壓力20 MPa，溫度(180±5) ℃；保壓時間90 s；排放空氣2次；放氣時間20 s。

7) 硫化：硫化的時間較長，首先用4 h時間升到170 ℃，恒溫4 h，再用2 h時間升到190 ℃，恒溫4 h，再用1 h時間升到210 ℃，恒溫3 h，再用1 h時間升到230 ℃，恒溫2 h，一共21 h。

8) 磨片：采用40目的砂帶進(jìn)行粗加工，再采用60目的砂帶進(jìn)行中度加工，最后采用80#的砂帶進(jìn)行精細(xì)加工。保證平面度在0.05 mm之內(nèi)。

9) 鉆孔：根據(jù)圖紙要求的孔位尺寸，使用德國進(jìn)口的全自動鉆孔機進(jìn)行加工孔位。制備完成的六鈦酸鉀晶須增強離合器摩擦片如圖2所示，其外徑為210 mm，內(nèi)徑為134 mm，厚為3.5 mm。

圖2 六鈦酸鉀晶須增強離合器摩擦片照片

1.3 組織與性能表征

1.3.1 臺架試驗

1.3.1.1 熱衰退試驗

將制備的摩擦片組裝成離合器總成，進(jìn)行熱衰退試驗。離合器熱衰退臺架測試能夠比較真實地模擬離合器實際使用情況和考核摩擦片摩擦因數(shù)高溫狀態(tài)下熱衰退情況，可直接測試離合器熱衰退時的溫度，進(jìn)而判斷出離合器摩擦片熱衰退的好壞[16]。

熱衰退測試采用ZL-TLHQ300綜合性能試驗臺，其主要組成部件有電機、儲能飛輪、被試離合器、慣量盤、制動器，測扭矩力矩的傳感器以及計算機控制系統(tǒng)。測試條件(按德國大眾測試程序3101條件)：每次離合產(chǎn)生的功為37 kJ；慣量為3.11 kg?m2；速度為 1470r/min；離合頻次為2.4次/分鐘；夾緊力為 (4 000±300) N；在100個循環(huán)測試后，測定摩擦片溫度在350 ℃時摩擦因數(shù)的大小。

1.3.1.2 振顫試驗

離合器振顫臺架測試能夠比較真實地模擬離合器實際使用情況和測試出離合器摩擦片振顫阻尼因子的過程，阻尼因子是離合器摩擦片振顫重要衡量指標(biāo)。離合器摩擦片在起步滑磨時的振顫在常規(guī)試驗臺上是無法直觀觀察到，只有通過特殊的阻尼系統(tǒng)和測試方法，測量并放大因摩擦因數(shù)變化引起扭轉(zhuǎn)系統(tǒng)在滑磨過程中產(chǎn)生的扭擺來衡量。離合器振顫特性是離合器舒適性的重要指標(biāo)。

利用C2-266振顫臺架測量離合器的自激振顫，即摩擦片的起步振顫性能[16]。C2-266振顫臺架的原理：電動機發(fā)出的轉(zhuǎn)速和扭矩通過試驗工件(摩擦片)傳遞到從動部分：經(jīng)過固定支架、阻尼器、副阻尼器、角加速度傳感器、固定支架，最后作用于扭振桿。此時扭振桿會產(chǎn)生與扭桿的扭轉(zhuǎn)剛度，相對應(yīng)的角位移來得出振顫因子表示振顫程度。

測試條件(按德國大眾測試程序3102條件)：離合器蓋總成采用210 mm的膜片彈簧結(jié)構(gòu)，壓緊力(1 500±100)N；離合器摩擦片振顫試驗中每次離合產(chǎn)生的功為15 kJ；飛輪和離合器壓盤的質(zhì)量相同；兩個匹配板之間的最大溫差為80 ℃；熱電偶在有效半徑的表面下方0.5 mm處安裝。20 000個循環(huán)后，在500 r/min和800 r/min的平均阻尼因數(shù)小于等于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的0.05 N?m?s；在500 r/min的最大阻尼因數(shù)小于等于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的0.1 N?m?s時，汽車系統(tǒng)振幅會衰減，振動會消失，顯然，平均阻尼因數(shù)和最大阻尼因數(shù)越小，振顫越小，對振顫有明顯衰減作用。反之，汽車系統(tǒng)振幅逐漸增強，此時振動加劇。

1.3.2 微觀形貌表征

通過LEO-1450型掃描電子顯微鏡 (SEM)表征材料熱衰退試驗后的微觀形貌。

1.3.3 熱衰退層有機物分析

用GC-MS6800S氣相色譜質(zhì)譜聯(lián)用儀(GC-MS)分析摩擦片表面熱衰退層有機物元素變化；用TG-209- F1熱質(zhì)量分析儀(TG)分析摩擦片表面熱衰退層有機物熱質(zhì)量損失大小。

2 結(jié)果與討論

2.1 表面微觀形貌

圖3所示為臺架試驗后的摩擦片表面微觀形貌。圖3(a)為摩擦片已燒蝕出現(xiàn)柱狀粉末形貌；圖3(b)為摩擦片局部潤滑膜和氧化膜的微觀形貌。圖3(c)除了柱狀粉末，還觀察到部分顆粒狀粉末物質(zhì)的微觀形貌；圖3(d)除局部潤滑膜、氧化膜還觀察到氣墊膜和轉(zhuǎn)移膜的微觀形貌。在摩擦過程中所有表面膜的形成?破裂?再生都將影響到其傳動性能和摩擦副的使用壽命。

2.2 摩擦片表面熱衰退層有機物變化

采用GC-MS分析R1N3摩擦片，在熱衰退實驗后，其表面層未檢測出己內(nèi)酰胺、鄰苯二甲酸正丁異辛酯、十六烷基腈、十六酸甲酯、十七烷腈、鄰苯二甲酸正丁異辛酯等有機物。

圖4所示為R1N3摩擦片表面熱衰退層有機物熱質(zhì)量變化。由圖4可見，熱衰退層(細(xì)實曲線1)的質(zhì)量損失率為22.4%；正常層(粗實曲線2)的質(zhì)量損失率為29.3%；熱衰退層處的熱質(zhì)量損失小，這表明熱衰退層處的有機物含量減少。

因此，通過熱衰退臺架試驗后對R1N3摩擦片燒蝕處和未燒蝕處表面的微觀形貌觀察可知：燒蝕處表面衰退層：纖維突出摩擦表面，摩擦碎屑堆積，主要有柱狀和顆粒狀，通過GC-MS和TG熱質(zhì)量損失分析發(fā)現(xiàn)熱衰退層處的熱質(zhì)量損失小，有機物含量少，試驗前表面含有大分子的腈類和酯類，經(jīng)過200 ℃試驗后，表面層未發(fā)現(xiàn)腈類和酯類。因為200 ℃是摩擦片中有機物橡膠及酚醛樹脂的熱分解溫度，腈類和酯類在高溫分解生成少量的液體和氣體逸出，超過300 ℃后腈類和酯類完全分解消失。因此可以得出酚醛樹脂的高溫?zé)岱纸馐悄Σ疗瑹崴ネ说闹饕颉?/p>

2.3 熱衰退試驗

對R1N1、R1N3摩擦片進(jìn)行熱衰退臺架試驗，其熱衰退曲線對比如圖5所示。

按德國3101熱衰退試驗標(biāo)準(zhǔn)要求，在溫度等于350 ℃時，摩擦片的摩擦因數(shù)大于等于0.2為判定標(biāo)準(zhǔn)。由圖5可見：R1N1試樣的摩擦因數(shù)在100 ℃時趨于穩(wěn)定，在200 ℃時急劇下降，在300 ℃時摩擦因數(shù)在0.1左右。這主要是因為在200 ℃時摩擦片中樹脂和橡膠開始分解，生成大量的液體和氣體，這些液體起著潤滑膜的作用，氣體在摩擦副間形成局部氣墊，并在摩擦表面上形成液態(tài)與氣態(tài)隔膜的第三體，減少了摩擦片和壓盤間的正壓力，導(dǎo)致摩擦因數(shù)突然下降。當(dāng)溫度超過300 ℃時，部分樹脂和橡膠在高溫分解蒸發(fā)后產(chǎn)生一定的顆粒狀碳化物，能提升試樣的摩擦因數(shù)，回升到0.2左右。離合器摩擦片是第一體，摩擦片對偶件壓盤是第二體，氧化膜、轉(zhuǎn)移膜、潤滑膜和氣墊膜形成摩擦副的摩擦層第三體，第三體的形成和組成決定了離合器摩擦片在高溫時高磨損伴隨低摩擦因數(shù)的摩擦磨損性能[9]。

圖3 R1N3的摩擦片表面燒蝕處和未燒蝕處的表面SEM照片

(a), (c) Ablated area; (b), (d) Non-ablated area

圖4 R1N3的熱衰退層和未衰退層的熱重分析曲線

圖5 熱衰退臺架試驗后R1N1、R1N3的摩擦片摩擦因數(shù)對比

R1N3摩擦片的摩擦因數(shù)在溫度達(dá)到200 ℃時有所下降。這主要也是因為在200 ℃時摩擦片中的樹脂和橡膠開始分解。但是由于六鈦酸鉀晶須的熔點高，熱傳導(dǎo)率低，同時能對紅外線反射率達(dá)到90%以上等物理特性，使得摩擦片表面將熱量傳導(dǎo)給對偶件壓盤和飛輪，摩擦片本身深層次的樹脂和橡膠溫升很小，可減少內(nèi)部橡膠和樹脂的熱分解，從而提升基體對摩擦表面的支持，穩(wěn)定摩擦片的摩擦因數(shù)，因此摩擦因數(shù)穩(wěn)定在0.3以上。當(dāng)繼續(xù)升高到350 ℃左右后，表面溫度傳導(dǎo)到摩擦片更深層次，使得內(nèi)部樹脂和橡膠再次分解，摩擦因數(shù)開始下降，當(dāng)達(dá)到400 ℃后摩擦因數(shù)開始急驟下降，表面腈類和酯類有機物完全分解，出現(xiàn)大量柱狀粉末和顆粒狀粉末物質(zhì)堆積，主要是碳元素為主的無機物。另外溫度、相對滑動速度以及離合器循環(huán)次數(shù)對離合器摩擦片的摩擦因數(shù)以及磨損量有著重要的影響。R1N3摩擦片通過變速變壓試驗和離合器臺架試驗證明，由于配方中六鈦酸鉀增強纖維含量不同，其對溫度敏感性存在較大差異，摩擦因數(shù)隨溫度的升高呈緩慢增大，再緩慢減小，最后急劇減小的趨勢；摩擦因數(shù)隨相對滑動速度的增加逐漸減??；隨離合器循環(huán)次數(shù)增加，摩擦因數(shù)先增大后減小。所以不同滑動速度、不同離合器循環(huán)次數(shù)、單次滑磨產(chǎn)生熱量和熱量的傳遞方向也不同，導(dǎo)致摩擦片摩擦因數(shù)差異大[17]。

2.4 振顫試驗

振顫試驗在設(shè)定怠速工況條件下，同時在不同的溫度區(qū)間范圍，離合器掛擋模擬汽車起步，并測量從動盤總成滑磨階段的扭振，再進(jìn)行分析和計算扭振衰減系數(shù)，并且判斷該摩擦片裝車時是否會產(chǎn)生振顫 現(xiàn)象。

對R1N1、R1N3摩擦片進(jìn)行振顫臺架試驗，分別得到在20 000個循環(huán)實驗后，在500 r/min和800 r/min的平均阻尼因數(shù)和在500 r/min的最大阻尼因數(shù)。具體結(jié)果見圖6、7和表2。圖6所示為R1N1摩擦片在 20 000個循環(huán)后在500 r/min和800 r/min的阻尼因數(shù)曲線，表2為R1N1振顫測試的阻尼因數(shù)測試數(shù)據(jù)。

根據(jù)圖6和表2可知，在20 000個循環(huán)后，R1N1試樣在500 r/min的平均阻尼因數(shù)為0.04 N?m?s，在800 r/min的平均阻尼因數(shù)為0.02 N?m?s，均符合小于0.05 N?m?s的德國標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定。但其在500 r/min的最大阻尼因數(shù)為0.12 N?m?s，不符合小于0.1 N?m?s德國規(guī)定標(biāo)準(zhǔn)。因為自激振顫是由于摩擦因數(shù)隨滑磨速度的變化而引起的，R1N1的滑動摩擦因數(shù)是隨滑磨速度下降，系統(tǒng)振幅逐漸增強，此時振動加劇，說明R1N1摩擦片對振顫有加強作用。

圖6 R1N1在20 000個循環(huán)后在500和800 r/min的阻尼因數(shù)曲線

圖7 R1N3在20 000個循環(huán)后在500和800 r/min的阻尼因數(shù)曲線

表2 R1N1和R1N3振顫試驗數(shù)據(jù)

由圖7所示為R1N3摩擦片在20 000個循環(huán)后在500 r/min和800 r/min的阻尼因數(shù)曲線，表2為R1N3振顫測試的阻尼因數(shù)測試數(shù)據(jù)。

根據(jù)圖7和表2可知，R1N3摩擦片在20 000個循環(huán)后，在500 r/min的平均阻尼因數(shù)為?0.01 N?m?s，在800 r/min的平均阻尼因數(shù)為?0.05 N?m?s，均小于0.05 N?m?s。在500 r/min的最大阻尼因數(shù)為0.07 N?m?s，也小于0.1 N?m?s測試標(biāo)準(zhǔn)。通過振顫試驗證明：R1N3的平均阻尼因數(shù)為負(fù)，滑動摩擦因數(shù)是隨滑磨速度遞增，對系統(tǒng)振動呈現(xiàn)出很強的衰減作用，振動會明顯衰減或消失，能夠穩(wěn)定地傳遞扭矩，說明R1N3摩擦片對振顫有明顯衰減作用。雖然RIN1、 RIN3摩擦片在500 r/min和800 r/min平均阻尼因數(shù)都小于或等于0.05 N·m·s標(biāo)準(zhǔn)要求，但R1N3平均阻尼因數(shù)為負(fù)，數(shù)值更??；另外只有RIN3在500 r/min最大阻尼因數(shù)小于0.1 N·m·s，達(dá)到測試標(biāo)準(zhǔn)，說明R1N3抗振顫性能明顯優(yōu)于R1N1。

3 結(jié)論

1) 不含六鈦酸鉀晶須離合器摩擦片在200 ℃時摩擦因數(shù)開始小于0.2，添加8%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))六鈦酸鉀晶須離合器摩擦片在400 ℃時摩擦因數(shù)開始小于0.2，可承受溫度提高了200 ℃。說明添加8%六鈦酸鉀晶須后離合器摩擦片耐高溫性能明顯提升。

2) 樹脂和橡膠的高溫?zé)岱纸馐悄Σ疗瑹峤到獾闹饕蛑?。提高樹脂和橡膠的熱分解溫度，能減緩離合器摩擦片熱衰退。

3) 不含鈦酸鉀晶須的摩擦材料有加劇振顫作用，而添加8%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))六鈦酸鉀晶須離合器摩擦片對振顫有明顯衰減作用。

4) 通過振顫臺架測試數(shù)據(jù)分析，為了減輕或消除汽車起步振顫，需要開發(fā)、選用阻尼因數(shù)為負(fù)的摩擦片，且摩擦片的平均阻尼因數(shù)和最大阻尼因數(shù)負(fù)值越小，此摩擦片對振顫的衰減作用越明顯。相反，則可能導(dǎo)致較強的起步振顫。

[1] 張清海. 有機摩擦材料學(xué)[M]. 北京: 中國摩擦密封材料學(xué)會, 2008: 15?16. ZHANG Qinghai. Organic Friction Materials Science[M]. Beijing: Chinese Society of Friction and Sealing Materials, 2008: 15?16.

[2] 姚為, 吳其勝, 候貴華, 等. 超細(xì)γ-Al2O3/銅纖維對樹脂基摩擦材料摩擦性能的影響[J]. 材料導(dǎo)報, 2010, 24(9): 57?60.YAO Wei, WU Qisheng, HOU Guihua, et al. The effect of ultrafine γ-Al2O3/copper fiber on the friction properties of resin- based friction materials[J]. Materials Review, 2010, 24(9): 57? 60.

[3] 蔡仁華, 陳光富, 魯葉中. 多銅線無石棉離合器面片, CN200920350485.1[P]. 2010?09?15.CAI Renhua, CHEN Guangfu, LU Yezhong. Multi-copper wire non-asbestos clutch facings: CN200920350485.1[P]. 2010?09? 15.

[4] 周平, 唐金榮, 施俊法, 等. 銅資源現(xiàn)狀與發(fā)展態(tài)勢分析[J]. 巖石礦物學(xué)雜志, 2012, 31(5): 750?756.ZHOU Ping, TANG Jinrong, SHI Junfa, et al. Analysis on the status and development trend of copper resources[J]. Journal of Rock and Mineralogy, 2012, 31(5): 750?756.

[5] WANG C, ZUO L S, HU P J, et al. Evaluation and simulation analysis of China’s copper security evolution trajectory[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2013(23): 2465?2474.

[6] WECKWERTH G. Verification of traffic emitted aerosol components in the ambient air of Cologne (Germany)[J]. Atmos Environ, 2001, 35: 5525?5536.

[7] 楊麗, 肖丹. 碳纖維應(yīng)用前景預(yù)測及我國的實施戰(zhàn)略[J]. 中國科技縱橫, 2013(19): 179, 181.YANG Li, XIAO Dan. The application prospect of carbon fiber and my country’s implementation strategy of China[J]. China Science and Technology, 2013 (19): 179, 181.

[8] 羅益鋒, 羅晰旻. 碳纖維及其復(fù)合材料的最新市場發(fā)展及前景[J]. 紡織導(dǎo)報, 2013(11): 42?48.LUO Yifeng, LUO Ximin. The latest market development and prospects of carbon fiber and its composite materials[J]. Textile Herald, 2013(11): 42?48.

[9] BIJWE J J, KUMAR M, GURUNATH P, et al. Optimization of brass contents for best combination of tribo-performance and thermal conductivity of non-asbestos organic (NAO) friction composites[J]. Wear, 2008, 256(5/6): 699?712.

[10] 吳訓(xùn)錕, 王浩, 王昌松, 等. 摩擦材料中鈦酸鉀應(yīng)用的關(guān)鍵問題[C]// 第八屆(北京)國際摩擦密封材料技術(shù)交流暨產(chǎn)品展示會論文集, 2006, 3: 13?16. WU Xunkun, WANG Hao, WANG Changsong, et al. Main problems of adding potassium in friction material[C]// Eighth (Beijing) International Exhibition Proceedings of Friction Sealing Materials Technology and Product Exchange, 2006, 3: 13?16.

[11] KIM Y C, CHO M H, KIM S J, et al. The effect of phenolic potassium titanate, and CNSL on the tribological properties of brake friction on materials[J]. Wear, 2008, 264(3/4): 204?210.

[12] 吳訓(xùn)錕, 王昌松, 馮新. 晶須狀填料對酚醛樹脂摩擦材料性能的影響[J]. 潤滑與密封, 2007, 32(11): 122?126. WU Xunkun, WANG Changsong, FENG Xin. Effect of whiskers-like fillers on the phenolic resin-based friction material [J]. Lubrication Engineering, 2007, 32(11): 122?126.

[13] OSTERMEYER G P, GRAF M. Influence of wear on thermoelastic instabilities in automotive brakes[J]. Wear, 2013, 308(1/2): 113?120.

[14] BODE K, OSTERMEYER G P. A comprehensive approach for the simulation of heat and heat-induced phenomena in friction materials[J]. Wear, 2014, 311(1/2): 47?56.

[15] 劉蓓蓓, 劉伯威, 熊翔, 等. 鈦酸鉀晶須對無石棉有機摩擦材料性能的影響[J]. 粉末冶金材料科學(xué)與工程, 2009, 14(5): 326?330. LIU Beibei, LIU Bowei, XIONG Xiang, et al. The effect of potassium titanate whiskers on the properties of non-asbestos organic friction materials[J]. Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy, 2009, 14(5): 326?330.

[16] 林曉華, 趙亦農(nóng). 干式離合器摩擦片摩擦因數(shù)測試臺架設(shè)計[J]. 實驗室研究與探索, 2017, 36(5): 48?52.LIN Xiaohua, ZHAO Yinong. Design of the friction coefficient measurement bench for dry clutch facings[J]. Research and Exploration in Laboratory, 2017, 36(5): 48?52.

[17] 羅曉曄, 李雅嫻, 陳錫偉, 等. 離合器摩擦片摩擦性能影響因素研究[J]. 汽車制造技術(shù), 2011(3):148?153.LUO Xiaoye, LI Yaxian, CHEN Xiwei, et al. Influence factors of friction performance of clutch friction facings[J]. Automobile Manufacturing Technology, 2011(3): 148?153.

Thermal degradation and judder characteristics of the friction facing for automobile dry clutch enhanced by potassium hexatitanate whisker

XIE Maoqing1, 2, WANG Leigang1

(1. School of Materials Science and Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China;2. Zhejiang Tieliu Clutch Co., Ltd., Hangzhou 311101, China)

Friction facings for automobile clutches are the key parts that affect the service life, power transmission efficiency and comfort of the clutch. Improving the stability of the friction factor and the attenuation characteristics of judder during the sliding process is an important technical mean to avoid the unstable transmission torque and vehicle judder. In this paper, a kind of potassium hexatitanate whisker reinforced clutch friction facing was prepared. The thermal decay characteristics of the modified materials were studied and the judder bench test was carried out. The results show that the addition of 8% (mass fraction) potassium hexatitanate whiskers to enhance the friction coefficient of the automobile clutch friction facing at 400 ℃ is greater than or equal to 0.2, which is better than the requirement of the German Volkswagen 3101 program thermal decay test standard at 350 ℃. Its average damping factor at 500 r/min and 800 r/min after 20 000 cycles is less than or equal to 0.05 N?m?s, which meets the German 3102 procedure judder test regulations. After 20 000 cycles, the maximum damping factor of 500 r/min is less than or equal to the specified standard of 0.1 N?m?s, which has a significant damping effect on judder.

clutch; friction facing; potassium hexatitanate whisker; thermal decay; judder

U456.6

A

1673-0224(2020)06-520-07

國家自然科學(xué)基金資助項目(51775249)

2020?10?12；

2020?11?20

王雷剛，教授，博士，博導(dǎo)。電話：13606646047；E-mail: lgwang@ujs.edu.cn

(編輯 譚彥妮)