趙恒陽，林雪楊，劉如鐵，陳潔，李政舟，熊翔，廖寧

三種制動(dòng)環(huán)與銅基摩擦材料配副的摩擦溫度場(chǎng)研究

趙恒陽，林雪楊，劉如鐵，陳潔，李政舟，熊翔，廖寧

(中南大學(xué)粉末冶金國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410083)

基于MM-1000摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)，結(jié)合試驗(yàn)和仿真模擬，評(píng)估不同配副摩擦組件的溫度場(chǎng)和熱量分配情況。利用Workbench仿真平臺(tái)，按照樣品實(shí)際尺寸建立模型，用有限元分析方法研究不同制動(dòng)初速度下，碳陶環(huán)、合金鋼環(huán)、鑄鋼環(huán)分別與自制粉末冶金銅基摩擦材料配副時(shí)的摩擦溫度場(chǎng)，對(duì)比分析3組摩擦副在制動(dòng)過程中熱量的分配情況。結(jié)果表明：碳陶環(huán)的溫度場(chǎng)與鑄鋼環(huán)、合金鋼環(huán)的溫度場(chǎng)存在較大差異，碳陶環(huán)摩擦表面的溫升遠(yuǎn)高于合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)，軸向也表現(xiàn)出較大的溫升和溫度梯度；在熱流分配中，與合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)配副時(shí)對(duì)比，粉末冶金銅基摩擦材料與碳陶環(huán)配副時(shí)分配的熱量更多，表現(xiàn)出更大的溫升，這對(duì)與碳陶材料配副的對(duì)偶材料的高溫摩擦磨損性能提出了更高的要求。

溫度場(chǎng)；有限元；碳陶復(fù)合材料；各向異性；銅基摩擦材料

摩擦制動(dòng)是制動(dòng)系統(tǒng)通過摩擦副間的摩擦力，將動(dòng)能轉(zhuǎn)化為熱能的過程[1]。制動(dòng)產(chǎn)生的熱量導(dǎo)致摩擦表面溫度迅速升高，并通過熱傳導(dǎo)向材料內(nèi)部擴(kuò)散，引起摩擦副溫度場(chǎng)不斷變化。過高的表面溫度會(huì)使摩擦材料表面形成熱斑[2]，產(chǎn)生熱裂紋，導(dǎo)致材料摩擦磨損嚴(yán)重，甚至制動(dòng)失效[3]。由此可知，摩擦材料的摩擦磨損性能不僅與原材料、制備工藝有關(guān)[4]，還與制動(dòng)過程中溫度場(chǎng)的分布狀態(tài)及變化規(guī)律緊密相 關(guān)[5?6]。因此，系統(tǒng)研究制動(dòng)過程中溫度場(chǎng)的分布及演變規(guī)律，對(duì)設(shè)計(jì)制備高性能摩擦材料具有重要意義。

由于制動(dòng)過程的瞬態(tài)性以及三維溫度場(chǎng)測(cè)量的復(fù)雜性，眾多研究都是通過建立有限元分析模型，模擬摩擦制動(dòng)三維溫度場(chǎng)的分布狀態(tài)[7?8]。并以實(shí)際測(cè)量的溫度為判斷依據(jù)，驗(yàn)證模擬結(jié)果的可靠性[9?11]。已有的研究大多集中于傳統(tǒng)的鑄鐵、鋼等摩擦材料。隨著車輛向高速、高能、輕量化方向發(fā)展，對(duì)制動(dòng)摩擦材料也提出了更高的要求[12]。碳陶復(fù)合材料因具有密度低、高溫抗氧化性能好、耐腐蝕、硬度和強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用在高速列車、航空航天等高能制動(dòng)領(lǐng) 域[13?15]。然而對(duì)碳陶制動(dòng)盤的研究多集中在材料的力學(xué)性能和摩擦磨損性能上[16?17]，針對(duì)碳陶盤制動(dòng)溫度場(chǎng)的研究較少[18?19]。碳陶材料作為典型的各向異性材料，擁有不同于鑄鐵、鋼等傳統(tǒng)摩擦材料的熱物理性能。系統(tǒng)研究碳陶材料制動(dòng)過程的溫度場(chǎng)分布及演變規(guī)律，可為碳陶摩擦材料的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及其對(duì)偶材料的選取提供理論依據(jù)。本文作者利用Workbench有限元仿真平臺(tái)，對(duì)比分析碳陶環(huán)、合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)3種制動(dòng)環(huán)與自制粉末冶金銅基摩擦材料配副時(shí)摩擦溫度場(chǎng)的分布與演變規(guī)律，為摩擦副材料設(shè)計(jì)以及碳陶材料摩擦磨損機(jī)理的研究提供理論和經(jīng)驗(yàn)參考。

1 有限元模型的建立

1.1 模型的建立

摩擦副的整體建模如圖1所示。由于摩擦副尺寸較小，摩擦產(chǎn)生的熱量很大一部分?jǐn)U散到卡座中。為了方便邊界條件的處理，保留左右卡座部分，模型上的螺絲螺孔等微小結(jié)構(gòu)忽略不計(jì)。制動(dòng)環(huán)為動(dòng)環(huán)，直接固定在左側(cè)卡座中，對(duì)偶材料為靜環(huán)，通過燒結(jié)鋼背固定在基座上，由基座固定在右側(cè)的卡座中。制動(dòng)環(huán)與靜環(huán)的內(nèi)外徑相同，厚度不同。摩擦副的幾何尺寸及材質(zhì)列于表1，卡座的尺寸和材質(zhì)列于表2。

1.2 材料的熱物理性能參數(shù)

選取的3個(gè)制動(dòng)環(huán)材料分別為C/C-SiC碳陶復(fù)合材料、30CrMoSiV合金鋼[20]以及Q235鑄鋼[20]，對(duì)偶材料為自制的粉末冶金銅基摩擦材料。其中，C/C- SiC、30CrMoSiV和Q235的密度分別為2.16、7.80和7.83 g/cm3，粉末冶金銅基摩擦材料的密度為4.37 g/cm3。在制動(dòng)過程中，尤其是中高速制動(dòng)條件下，摩擦副溫度變化較大，材料的熱物理性能受溫度影響，呈現(xiàn)非線性特性。圖4所示為C/C-SiC碳陶復(fù)合材料、30CrMoSiV合金鋼、Q235鑄鋼材料和粉末冶金銅基摩擦材料的熱物理性能參數(shù)隨溫度的變化。鋼背材質(zhì)為20#鋼、基座和卡座材質(zhì)為45#鋼，制動(dòng)過程中溫度變化較小，認(rèn)為材料的熱物理性能與溫度無關(guān)，如表3所列。

圖1 摩擦副的整體模型(摩擦副和卡座)(a)和摩擦副模型(b)

Fig.1 Overall model (friction pairs and holder) (a) and friction pair (b)

表1 摩擦副的幾何尺寸和材質(zhì)

表2 卡座的幾何尺寸和材質(zhì)

圖2 C/C-SiC、30CrMoSiV、Q235和銅基摩擦材料的熱物理參數(shù)

(a) Specific heat capacity; (b) Thermal conductivity; (c) Volume specific heat capacity; (d) Thermal diffusivity

表3 20#鋼和45#鋼熱物理性能參數(shù)[20]

1.3 網(wǎng)格劃分和時(shí)間步長(zhǎng)的確定

在有限元分析中，計(jì)算結(jié)果除了與材料屬性有關(guān)，還與網(wǎng)格類型、數(shù)量以及求解時(shí)間步長(zhǎng)有關(guān)。選取合適的網(wǎng)格數(shù)量和時(shí)間步長(zhǎng)，既能保證計(jì)算精度，又可提升計(jì)算效率。摩擦副模型整體的網(wǎng)格劃分如圖3 所示。

對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性以及時(shí)間步長(zhǎng)無關(guān)性驗(yàn)證，選擇制動(dòng)環(huán)的側(cè)表面最高溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè)。驗(yàn)證結(jié)果如圖4所示。由圖可見，當(dāng)選取的網(wǎng)格在80 000以上，且時(shí)間步長(zhǎng)小于0.1 s時(shí)，側(cè)表面溫度較穩(wěn)定且具有較高的精度。本研究選擇17萬的網(wǎng)格數(shù)量，既可保證網(wǎng)格質(zhì)量在0.95以上，又能滿足計(jì)算效率。其中，制動(dòng)環(huán)的單元數(shù)量為3 920，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為21 364。對(duì)偶材料的單元數(shù)量為19 600，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為90 552。時(shí)間初始步長(zhǎng)設(shè)置為0.02 s，最小時(shí)間步長(zhǎng)為0.02 s，最大時(shí)間步長(zhǎng)為0.1 s。

圖3 摩擦副的模型整體網(wǎng)格劃分

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證(a)和時(shí)間步長(zhǎng)無關(guān)性驗(yàn)證(b)

2 邊界條件的加載

2.1 模型假設(shè)

在仿真分析中忽略機(jī)械影響，只考慮材料屬性對(duì)溫度場(chǎng)的影響。為便于計(jì)算，對(duì)模型作出以下假設(shè)：1) 摩擦副的2個(gè)摩擦接觸表面溫度始終相等。2) 不考慮磨屑帶走的熱量。3) 材料密度恒定。4) 碳陶材料為正交各向異性，在摩擦表面(平面，即碳纖維平鋪的表面)的熱物理性能相同；軸向(向，即碳纖維針刺方向，垂直于摩擦表面)具有不同的熱物理性能。其余材料為各向同性。5) 摩擦副接觸面上的接觸壓力分布均勻。6) 制動(dòng)環(huán)相同半徑位置的各點(diǎn)熱載荷相等。7) 卡座吸收的熱量不向外傳遞。

2.2 熱流密度

在實(shí)驗(yàn)部分，設(shè)計(jì)不同制動(dòng)條件。初始速度分別2 000、3 000、4 000、5 000和6 667 r/min，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為0.35 kg?cm2，制動(dòng)壓力為0.6 MPa。按照上述假設(shè)，通過在摩擦表面施加隨半徑和時(shí)間變化的熱流密度來模擬不同初速度下的溫度場(chǎng)。采用摩擦功率法計(jì)算摩擦面施加的熱流密度。半徑為的圓周熱流密度計(jì)算公式如式(1)所示，可知半徑越大，或滑動(dòng)線速度越大，該半徑處單位時(shí)間內(nèi)摩擦產(chǎn)生的熱量越多。

式中：(,)為隨半徑和時(shí)間變化的熱流密度；()為摩擦因數(shù)；為制動(dòng)壓強(qiáng)；為角速度；為圓周的半徑。

圖5所示為碳陶環(huán)、合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)有效半徑處的熱流密度曲線。由圖可知，熱流密度與時(shí)間并非線性關(guān)系，尤其在高速制動(dòng)條件下。這是因?yàn)槟Σ烈驍?shù)()在制動(dòng)過程中動(dòng)態(tài)變化，中低速制動(dòng)條件下，摩擦因數(shù)較穩(wěn)定，高速制動(dòng)時(shí)，摩擦因數(shù)波動(dòng)較大，熱流密度與摩擦因數(shù)有相似的變化趨勢(shì)。

圖5 制動(dòng)過程中三種制動(dòng)環(huán)有效半徑處的實(shí)時(shí)熱流密度

(a) C/C-SiC ring; (b) Alloy steel ring; (c) Cast steel ring

摩擦產(chǎn)生的熱流傳向制動(dòng)環(huán)和對(duì)偶材料，熱流的分配原則由熱流密度分配系數(shù)決定，如式(2)所示：

式中：下標(biāo)p和d分別表示對(duì)偶環(huán)和制動(dòng)環(huán)；d和p分別為制動(dòng)環(huán)和對(duì)偶環(huán)的熱流密度；d、d和d分別為制動(dòng)環(huán)的密度、熱導(dǎo)率和比熱容，p、p和p分別為對(duì)偶環(huán)的密度、熱導(dǎo)率和比熱容。

2.3 對(duì)流換熱模型

由于制動(dòng)環(huán)經(jīng)歷從高速轉(zhuǎn)動(dòng)到停止的過程，在制動(dòng)環(huán)外側(cè)表面部分施加強(qiáng)制對(duì)流邊界條件。對(duì)于普朗特?cái)?shù)接近0.7的空氣，當(dāng)橫向流過定溫圓柱的表面時(shí)，有如下經(jīng)驗(yàn)公式[21]：

在對(duì)偶環(huán)的外側(cè)表面施加自然對(duì)流邊界。在Workbench中選擇與溫度相關(guān)的表面換熱系數(shù)。其理論模型為：

2.4 輻射換熱系數(shù)模型

在摩擦副的側(cè)表面施加熱輻射邊界條件，只考慮對(duì)環(huán)境輻射，不考慮面面之間的輻射。根據(jù)斯蒂芬?玻爾茲曼定律，摩擦副側(cè)表面與周圍空氣的輻射換熱關(guān)系如下：

式中：rad為輻射換熱熱流密度；為摩擦副側(cè)表面的黑度，模型的外側(cè)表面統(tǒng)一進(jìn)行噴黑漆處理，為0.95。0是斯蒂芬?玻爾茲曼系數(shù)，取值5.67×10?8W/(m2?K4)；和0分別為摩擦副內(nèi)側(cè)表面溫度和環(huán)境溫度。

2.5 初始溫度

根據(jù)前面的假設(shè)，被卡座吸收的熱量未向其他地方擴(kuò)散，所以除了卡座與摩擦副接觸的表面，卡座的其他表面以及摩擦副內(nèi)側(cè)表面作絕熱處理。初始溫度和環(huán)境溫度設(shè)為25 ℃，環(huán)境溫度保持不變。

3 結(jié)果與討論

3.1 制動(dòng)環(huán)溫度場(chǎng)

由于不同制動(dòng)材料的熱物理性能和力學(xué)性能不同，在相同制動(dòng)工況下，3種制動(dòng)環(huán)的制動(dòng)時(shí)間有很大差異，其中碳陶環(huán)的制動(dòng)時(shí)間最短。為了研究3種制動(dòng)環(huán)在制動(dòng)過程中摩擦表面溫度的分布狀態(tài)，分析溫度的演變規(guī)律，在制動(dòng)環(huán)的摩擦表面沿徑向從外至內(nèi)取5個(gè)特征位置1、2、3、4、5，到圓環(huán)中心的距離分別為36.4、34.2、32.0、29.8和27.6 mm，如圖6所示。

圖7所示為3種制動(dòng)環(huán)在不同制動(dòng)初速度下，5個(gè)特征位置的模擬溫度變化曲線。由圖7可知，摩擦表面的溫度并非均勻分布。溫度分布與進(jìn)入圓盤的熱流密度有關(guān)，由式(1)可知：半徑越大(即離圓盤中心越遠(yuǎn))，配副在該處的滑動(dòng)線速度越大，產(chǎn)生的熱量越多；相反，半徑越小，相同時(shí)間產(chǎn)生的熱量越少，所以5個(gè)位置中，1處的熱流密度最大，溫度最高，5處熱流密度最小，溫度最低。隨制動(dòng)初速度增大，5個(gè)特征位置的溫升增大，相鄰特征位置之間的溫差也增大。

圖8所示為不同制動(dòng)初速度下，制動(dòng)過程中制動(dòng)環(huán)摩擦表面的最高和最低溫度變化曲線。由圖8可知，相同制動(dòng)工況下，碳陶環(huán)摩擦表面的溫升明顯高于合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)，且制動(dòng)初速度越大，與合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)摩擦表面的最高溫度相差越大，例如，在制動(dòng)初速度為2 000 r/min條件下，碳陶環(huán)與合金鋼環(huán)，以及碳陶環(huán)與鑄鋼環(huán)間的最大溫差分別為41.3 ℃和47.3 ℃；6 667 r/min條件下最大溫差分別增大到156.6 ℃和197.1 ℃。合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)摩擦表面的最高溫度相差不明顯。在制動(dòng)中后期，碳陶環(huán)摩擦表面有較大溫降，而合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)在達(dá)到最高溫度后，溫度下降較緩慢。這是因?yàn)樘继毡P的制動(dòng)時(shí)間最短，相同時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的熱流密度最大，制動(dòng)期間熱量迅速在摩擦表面擴(kuò)展，但由于碳陶環(huán)在軸向的熱導(dǎo)率較低，使得熱量在摩擦表面附近大量聚集，又由于碳陶材料的體積比熱容最小，吸收相同的熱量所產(chǎn)生的溫升最大，所以摩擦表面升溫最快，溫度最高。隨著制動(dòng)的進(jìn)行，摩擦速度逐漸降低，產(chǎn)生的熱量逐漸減少，此時(shí)熱傳導(dǎo)以及熱邊界損失逐漸大于摩擦產(chǎn)生的熱量，而碳陶環(huán)的體積比熱容較小，對(duì)熱流變化更敏感，隨熱流密度減小，會(huì)產(chǎn)生較大的溫降，所以盤面溫度降低較快。

圖6 制動(dòng)環(huán)摩擦表面的取點(diǎn)位置

(The distances from1、2、3、4and5to the center of the ring are 36.4、34.2、32、29.8 and 27.6 mm, respectively)

圖7 不同制動(dòng)初速度下3種制動(dòng)環(huán)摩擦面徑向不同位置的溫度變化曲線

(a) C-C/SiC ring; (b) Alloy steel ring; (c) Cast steel ring

圖8 不同制動(dòng)初速度下制動(dòng)環(huán)摩擦面最高和最低溫度的變化曲線

(a)=2 000 r/min; (b)=3 000 r/min; (c)=4 000 r/min; (d)=5 000 r/min; (e)=6 667 r/min

制動(dòng)過程中，摩擦表面產(chǎn)生的熱量通過熱傳導(dǎo)向材料內(nèi)部傳遞。為了研究制動(dòng)環(huán)外在垂直于摩擦面方向(軸向)的溫度差異，在制動(dòng)環(huán)的外側(cè)表面沿軸向取4個(gè)點(diǎn)1、2、3、和4(到摩擦表面的距離分別為0、?1、?3和?5 mm)，如圖9所示。圖10所示為不同制動(dòng)初速度下，碳陶環(huán)、合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)側(cè)面不同位置的溫度隨制動(dòng)時(shí)間的變化。由圖10看出，溫度沿軸向逐漸降低。在相同制動(dòng)初速度下，碳陶環(huán)在制動(dòng)前期溫度最高，制動(dòng)中后期發(fā)生較大溫降；而合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)在制動(dòng)前期的溫度較碳陶環(huán)低很多，且在制動(dòng)的中后期溫降較小。隨制動(dòng)初速度增大，各點(diǎn)升溫更快，溫度更高。碳陶環(huán)不僅有最大的溫升和最高溫度，各點(diǎn)之間的溫差也最大。而合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)的溫度以及各點(diǎn)之間的溫差都較接近。例如，在圖10(a)中，制動(dòng)1.5 s時(shí)，碳陶環(huán)的1與4點(diǎn)之間的溫差為59.6 ℃，合金鋼環(huán)的溫差為30.1℃，鑄鋼環(huán)溫差為27.2 ℃。這是由于碳陶材料的體積比熱容最小，吸收相同的熱量所產(chǎn)生的溫升最大，故溫度最高，制動(dòng)中期的4個(gè)取點(diǎn)位置之間的溫差最大。但由于碳陶環(huán)軸向的熱擴(kuò)散系數(shù)較大，所以在制動(dòng)后期，4個(gè)取點(diǎn)位置之間的溫差減小較快，直到制動(dòng)結(jié)束，與合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)已無明顯差距。

圖9 制動(dòng)環(huán)側(cè)面軸向取點(diǎn)位置

(The distances from1,2,3and4to the friction surface are 0, 1, 3 and 5 mm, respectively)

3.2 銅基摩擦材料試環(huán)的溫度場(chǎng)

由于制動(dòng)環(huán)是動(dòng)環(huán)，熱像儀在拍攝過程中難以取到固定的溫度點(diǎn)，無法將實(shí)際的溫度與模擬結(jié)果進(jìn)行比較。本文以靜環(huán)粉末冶金銅基摩擦材料為取點(diǎn)對(duì)象，在其外側(cè)表面選擇距離摩擦表面4.5 mm的點(diǎn)進(jìn)行溫度測(cè)定，將實(shí)測(cè)溫度與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。點(diǎn)位置如圖11 所示。

圖12所示為不同制動(dòng)初速度的制動(dòng)過程中，銅基材料分別與碳陶環(huán)、合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)配副時(shí)，點(diǎn)處的模擬溫度與實(shí)測(cè)溫度變化曲線。由圖可知，在與碳陶環(huán)配副時(shí)，銅基摩擦材料承受的溫度最高，這對(duì)粉末冶金銅基摩擦材料提出了更高的高溫摩擦磨損性能要求，也對(duì)與碳陶材料配副的其他對(duì)偶材料提出了高溫摩擦磨損性能要求。從圖12還可看出，當(dāng)制動(dòng)初速度小于5 000 r/min，與碳陶環(huán)配副時(shí)，點(diǎn)的模擬溫度曲線和實(shí)測(cè)溫度曲線非常接近，之間的微小差別是由假設(shè)摩擦接觸表面溫度始終相等產(chǎn)生的；與鑄鋼環(huán)和合金鋼環(huán)配副時(shí)，銅基材料的模擬溫度變化曲線和實(shí)測(cè)溫度變化曲線吻合程度更高，只在制動(dòng)末期稍有差異，這是由于模擬時(shí)設(shè)置的對(duì)流與真實(shí)狀況下的對(duì)流存在差異，導(dǎo)致制動(dòng)末期產(chǎn)生偏差。在5 000 r/min和6 667 r/min高速制動(dòng)初速度下，銅基摩擦材料與3組制動(dòng)材料配副的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果都相差較大，尤其是在與合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)配副情況下。這是因?yàn)樵诟吣苤苿?dòng)條件下，高溫高壓使摩擦副表面產(chǎn)生軟化、涂覆、氧化等物理化學(xué)反應(yīng)，形成一層較穩(wěn)定的摩擦膜[23]，而該摩擦膜的熱物理性能與內(nèi)部摩擦材料存在很大差異[24]，導(dǎo)致熱流密度分配發(fā)生變化，從而影響模擬的溫度變化趨勢(shì)。而且在仿真中假設(shè)鋼背及基座的熱物理性能不隨溫度變化，但在實(shí)驗(yàn)中隨溫度升高，鋼背與基座的導(dǎo)熱系數(shù)降低，傳熱能力變差，這也是導(dǎo)致制動(dòng)后期實(shí)測(cè)溫度高于仿真溫度的原因。

圖10 不同初始速度的制動(dòng)過程中制動(dòng)環(huán)側(cè)面不同深度處的溫度變化

(a)=2 000 r/min; (b)=3 000 r/min; (c)=4 000 r/min; (d)=5 000 r/min; (e)=6 667 r/min

圖11 銅基摩擦材料側(cè)表面取點(diǎn)位置

(The distance fromto the friction surface is 4.5 mm)

圖12 銅基摩擦材料側(cè)表面C點(diǎn)處的模擬(FEM)與實(shí)測(cè)溫度曲線(InfraCAM)對(duì)比

Initial braking speeds: (a)=2 000 r/min; (b)=3 000 r/min; (c)=4 000 r/min; (d)=5 000 r/min; (e)=6 667 r/min

4 結(jié)論

1) 采用有限元分析方法研究不同制動(dòng)初速度下，碳陶環(huán)、合金鋼環(huán)、鑄鋼環(huán)分別與自制粉末冶金銅基摩擦材料配副的摩擦溫度場(chǎng)。制動(dòng)過程中，3種制動(dòng)環(huán)的摩擦表面溫度均先升高再降低，制動(dòng)初速度越大，溫度越高。制動(dòng)前期，3個(gè)制動(dòng)環(huán)的溫度都急劇上升，其中碳陶環(huán)的溫升最快，溫度最高；在制動(dòng)中后期，碳陶環(huán)有較大的溫降，而合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)的溫降 較小。

2) 制動(dòng)過程中，碳陶環(huán)摩擦表面的溫度分布均勻性最差，而且隨制動(dòng)初速度增大，摩擦表面的溫度分布區(qū)間增大，溫度分布均勻性降低。相較于合金鋼環(huán)和鑄鐵環(huán)，碳陶環(huán)的外側(cè)表面沿軸向呈現(xiàn)較大的溫升和溫度梯度，并且隨制動(dòng)初速度提高，溫升速度比合金鋼環(huán)和鑄鋼環(huán)更快，軸向各點(diǎn)的最高溫度便高。

3) 相同制動(dòng)條件下，與碳陶環(huán)配副時(shí)，對(duì)偶銅基摩擦材料承受的溫度最高，這對(duì)粉末冶金銅基摩擦材料的高溫摩擦磨損性能提出了更高的要求。

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Friction temperature field analysis of three brake rings paired with copper-based friction materials

ZHAO Hengyang, LIN Xueyang, LIU Rutie, CHEN Jie, LI Zhengzhou, XIONG Xiang, LIAO Ning

(State Key Laboratory of Powder Metallurgy, Central South University, Changsha 410083, China)

Based on MM-1000 friction and wear testing machine, the temperature field and heat distribution of different friction pairs were evaluated combining test and simulation. Using Workbench platform, the finite element simulations were implemented on pertaining models built in actual scale. Under various initial rotation speed, by inspecting friction temperature fields of brake rings made of carbon-ceramic, alloyed steel and cast steel, against lab-made copper-based powder metallurgy ring respectively, heat distributions in each brake process were compared and analyzed. The results show that the temperature field of carbon ceramic ring is quite different from that of cast steel ring and alloy steel ring. The temperature rise on the friction surface of the carbon ceramic ring is much higher than that of the alloy steel ring and the cast steel ring, and the axial direction also shows a large temperature rise and temperature gradient. Meanwhile, the copper-based friction ring paired with the carbon-ceramic ring receives more heat distribution and shows a greater temperature rise, which puts forward higher requirements on the high-temperature friction and wear properties of the mating materials paired with carbon-ceramic materials.

temperature field; finite element analysis; C/C-SiC composites; anisotropy; copper-based friction materials

10.19976/j.cnki.43-1448/TF.2021110

TB33

A

1673-0224(2022)02-129-11

中南大學(xué)研究生自由探索項(xiàng)目(2021zzts0112)

2021?12?21；

2022?01?28

劉如鐵，教授，博士。電話：0731-88876566；E-mail: llrrtt@csu.edu.cn；陳潔，副教授，博士。電話：0731-88876566；E-mail: chenjiecsu@163.com

(編輯 湯金芝)