基于台架试验与正交回归试验对矿用车辆多盘湿式制动器摩擦性能的研究

西安科技大学机械工程学院 陕西西安 710054

制 动系统作为汽车的重要组成部分，同时也是行车安全强有力的保障[1-2]。湿式多盘制动器凭借其多种优点，在矿用胶轮车中得到广泛应用[3]。对矿用胶轮车制动性能影响最大的是摩擦盘的摩擦因数，其直接影响车辆的制动性能和行驶安全性[4-5]。制动器长时间工作会产生大量的摩擦热，使制动器表面产生热弹性失稳现象，继而使摩擦盘产生裂纹和表面烧损，最终导致制动性能严重降低[6-7]。目前，国内外研究者多数将制动器温度变化对摩擦因数的影响作为研究对象，如 Majcherczaka 等人[8]、Podratzky 等人[9]和赵彬彬[10]虽然通过不同方法分析或测试了制动器制动盘表面温度变化情况，但因受限于摩擦盘结构特性和试验台性能，没有对影响摩擦因数的主要原因制动力和制动初速度进行研究。

为了进一步探讨湿式制动初速度、制动力和制动初始温度对摩擦性能的影响以及它们之间的交互作用，笔者利用润滑理论对湿式制动器的摩擦机理进行了分析，然后通过试验对制动力、制动初始温度和制动初速度的影响因素进行了测试，并利用正交分析对各因素之间的交互作用进行了分析。

1 湿式制动器摩擦机理分析与制动工况分析

根据润滑状况，摩擦形式有液体摩擦和半液体摩擦。根据接触形式，主要分为干摩擦、边界摩擦、流体摩擦和混合摩擦。考虑到湿式制动器的工作机理和油液制动环境，可将摩擦过程分为挤压、压紧和摩擦3 个阶段。

1.1 摩擦力的构成

摩擦力主要由 4 个部分构成：油液黏性剪应力产生的摩擦力、动摩擦片表面的啮合阻力产生的摩擦力、黏着阻力产生的摩擦力和犁沟阻力产生的摩擦力。据此湿式制动器摩擦力可以表示为

式中：F为总制动摩擦力；F1为油液黏性剪应力产生的摩擦力；F2为动摩擦片表面的啮合阻力产生的摩擦力；F3为黏着阻力产生的摩擦力；F4为犁沟阻力产生的摩擦力。

1.1.1 油液黏性剪应力产生的摩擦力

油液黏性剪应力

式中：μ为润滑剂粘度；v为运动速度；φf、φs、φfp、φfs为剪应力因子；h为名义油膜厚度；p为油液压力；为实际油膜厚度的数学期望值；σ为表面粗糙度综合均方根值；σ2为动摩擦片表面粗糙度均方根值。

每小段环的摩擦力

因此油液黏性剪应力产生的摩擦力

1.1.2 动摩擦片表面的啮合阻力产生的摩擦力

在湿式制动器的动静摩擦片进行接触摩擦的过程中，当摩擦片表面的部分油膜被破坏，动静摩擦片表面的微凸体接触，不均匀的接触形成了摩擦。鉴于此摩擦的机械阻力比较小，一般来说可以忽略不计。在金属动摩擦盘与铜基静摩擦盘组成的制动副中，高聚物材料表面形变所造成的变形阻力在摩擦阻力中扮演着主要的角色。根据克拉盖尔斯基的机械-分子作用理论，得到啮合阻力产生的摩擦力

式中：Sm为机械啮合的面积；Am为机械啮合作用的切向应力；Bm为法向载荷的影响系数；P为法向载荷；a为指数，其值不大于 1 且趋于 1；η为微凸体密度；β为峰顶曲率半径；S为名义接触面积。

1.1.3 黏着阻力产生的摩擦力

由于动静摩擦片表面存在一定粗糙度，表面有少数的粗糙峰存在，实际摩擦时的摩擦接触面积是各个微凸体接触点所构成的面积之和，与理论接触面积相比，其只占其中的一小部分。在摩擦过程中，由于制动压力的作用，会造成各个微凸体发生塑性变形，导致微凸体之间产生黏着。对于静摩擦来说，实际摩擦时的摩擦接触面积

式中：p1为制动压力；σs为摩擦片材料的抗压屈服极限。

当静摩擦过后开始进行动摩擦时，摩擦副发生了相对旋转运动，这时，实际摩擦接触面积发生了改变，主要取决于法向载荷的大小。由修正的黏着理论可以得出，此时摩擦副之间的实际接触面积

式中：Ft为切向力；τb为黏着点的剪切强度。

τb取值的大小主要与表面的清洁状态以及表面材料的强度和温度相关。

1.1.4 犁沟阻力产生的摩擦力

当湿式制动器制动时，摩擦副的摩擦造成摩擦表面的细小颗粒从与其连接的内衬上逐渐磨损造成部分脱落，然后滞留在摩擦表面的沟槽中，在持续摩擦的过程中混入摩擦副内，形成新的凸体，持续在摩擦副内挤压表层摩擦材料。这样持续循环会由于犁沟阻力产生摩擦力，该摩擦力

式中：d为硬质颗粒嵌入摩擦表面的宽度；h为硬质颗粒嵌入摩擦面表面的深度。

1.2 制动工况分析

在湿式制动器的制动过程中，由于复杂的制动器内腔环境以及复杂多变的外部环境，又因为各个因素之间不是单纯地独立，会造成互相影响的现象，最终在各个因素的相互作用之下，造成了制动器的失效。因此对制动器的研究不能单纯地只研究某一个工况下的制动性能，需要对多个工况进行分析验证。

为了从多个方面来研究湿式制动器在不同条件下的摩擦性能，依据湿式多盘制动器在煤矿运输过程中的实际工况，确定在实验室模拟的测试条件，从而进行全面、系统、真实的制动器摩擦研究。在前人研究的基础上可以得知，影响湿式制动器摩擦性能制动工况的参数有很多，并且各个工况参数对摩擦学性能的影响并不简单，例如紧急制动工况与持续制动工况之间的关系并不是简单的叠加关系，它们之间是相互影响、相互制约的。参照国家标准 GB 5763—2008《汽车用制动器衬片》以及 MT/T 989—2006《矿用防爆柴油机无轨胶轮车通用技术条件》中对煤矿井下无轨胶轮车和汽车盘式制动器衬片摩擦性能测试的有关规定，并结合对无轨胶轮车在实际制动工况下的调研分析，选取了 2 种不同的制动工况：紧急制动工况和持续制动工况，并对每种制动工况的参数制动压力、制动初速度及制动初始温度选取不同值。

标准 MT/T 989—2006《矿用防爆柴油机无轨胶轮车通用技术条件》规定，矿用胶轮车的最高行驶速度不得超过 40 km/h，因此以 10～40 km/h 为速度范围；《煤矿安全规程》规定，矿用胶轮车湿式多盘制动器局部工作时的温度不超过 150 ℃，此时制动器壳体表面的温度不超过 60 ℃，因此以 30～150 ℃ 作为温度范围。针对本文的研究对象，车辆在正常行驶状态下，行车制动活塞的油压为零，当踏下行车制动踏板达到行车制动所需制动转矩时，行车制动活塞的最小油压为 2 MPa，此时受到的制动轴向力为 40 278 N，踏板力的比例系数为 0.016，最小踏板力约为 650 N；制动活塞的最大油压为 3 MPa，踏板力的比例系数为 0.016，最大踏板力约为 1 000 N。因此制动力范围为 650～1 000 N。

制动力、制动初速度及制动初始温度是对制动摩擦学性能影响最重要的 3 个因素。笔者对制动力、制动初速度及制动初始温度对湿式制动器摩擦学性能的影响进行研究。

2 试验部分

笔者以内蒙古上湾煤矿运行的五十铃 600 P 矿用胶轮车所安装的多功能湿式制动器为分析对象，通过台架试验方法研究不同工况下的温度场和应力场。

2.1 试验平台

选择 BBP-20 型动力传动系统故障诊断试验台进行试验，试验台如图 1 所示。动力传动系统故障诊断试验台是一种机械惯量与电惯量组合、以计算机控制和测量技术为手段的湿式制动系统试验系统，能够实现湿式制动器实际制动工况的模拟与性能的测试，能够为湿式制动器的设计、验证、研究工作提供科学规范的试验手段。

图1 BBP-20 型动力传动系统故障诊断试验台Fig.1 BBP-20 fault diagnosis test bench for power transmission system

2.2 试验设计

《煤矿安全规程》规定，矿用胶轮车的最高行驶速度不得超过 40 km/h，煤矿用机电设备的允许最高表面温度为 150 ℃。在持续制动工况下，进行 100 次试验，然后取平均值，并且计算摩擦因数稳定系数α(单位：%)，来评价摩擦性能稳定性。

主要参数测量方法有：制动压力通过行车制动液压泵站入口处的压力传感器测得，温度通过在第 5 组动摩擦片上沿轴向均匀布置的 8 个传感器和沿径向等间距布置的 5 个温度传感器测得，惯量模拟系统采用机械惯量加电惯量模拟混合系统。最终摩擦因数根据试验平台实时采集的转矩和压力值计算得到。

2.3 试验过程及结论

2.3.1 制动初速度的影响

经过 100 次在制动初始温度为 90 ℃、制动力为825 N 时不同制动初速度的持续制动试验，得出如图2 所示的摩擦性能随制动初速度的变化曲线。图 2(a)为摩擦因数随制动初速度的总体变化，图 2(b) 为不同制动初速度下摩擦因数的变化情况。

由图 2(a) 可以看出，随着制动初速度的逐渐增加，持续制动的摩擦因数先增加后减小，最大摩擦因数出现在制动初速度为 25～30 km/h 之间。出现这种情况的主要原因是，随着制动初速度的增加，摩擦方式发生转变，由边界摩擦转变为混合摩擦。由此可知，当制动初始温度及制动力不变时，摩擦因数随着制动初速度的增加先增大后减小。

图2 摩擦性能随制动初速度的变化曲线Fig.2 Variation curve of friction performance with initial braking velocity

2.3.2 制动力的影响

经过 100 次在制动初始温度为 90 ℃、制动初速度为 25 km/h 时不同制动力的持续制动试验，得出如图 3 所示的摩擦性能随制动力的变化曲线，图 3(a) 为摩擦因数随制动力的总体变化，图 3(b) 为不同制动力下摩擦因数的变化情况。

由图 3(a) 可以看出，随着制动力的增大，摩擦因数不断增大。造成摩擦因数直线上升的原因可能是随着制动时所施加载荷的增加，摩擦方式从流体摩擦到边界摩擦，再到混合摩擦，最后转为半机械摩擦。由图 3(b) 可以看出，当其他外部条件不变时，在不同试验次数下得出的摩擦因数也不一样，因此制动过程中应尽量避免使用较小制动力来持续制动。

图3 摩擦性能随制动力的变化曲线Fig.3 Variation curve of friction performance with braking force

2.3.3 制动初始温度的影响

经过 100 次在制动力为 825 N、制动初速度为 25 km/h 时不同制动初始温度的持续制动试验，得出如图 4 所示的摩擦性能随制动初始温度的变化曲线。图4(a) 为摩擦因数随制动初始温度的总体变化，图 4(b)为不同制动初始温度下摩擦因数的变化情况。

由图 4(a) 可以看出，随着制动初始温度的升高，摩擦因数先增加后突然减小，然后又有所上升。造成这种现象的原因可能是摩擦副的摩擦方式发生了变化，摩擦方式从混合摩擦逐渐转变为机械摩擦，因此在实际运行中，当温度超过 90 ℃ 时就应该减速慢行，减少制动次数。由图 4(b) 可以看出，当所有的外部条件不变时，不同试验次数下得到的摩擦因数也不一样，最大的突变极值为 0.1，发生在温度为110 ℃ 时，说明此温度为危险临界温度，当制动器摩擦副到达这个温度时，摩擦因数不稳定且极易发生突变，应该尽量避免。

图4 摩擦性能随制动初始温度的变化曲线Fig.4 Variation curve of friction performance with initial braking temperature

3 湿式多盘制动器工况参数交互作用分析及预测

回归正交试验是一种把正交试验设计、回归数据处理和回归精度的优势统一起来的一种回归设计与分析方法，可以在因素范围内选择适当的试验点，用较少的试验建立一个精度高、统计性好的回归方程，并能够解决试验优化的问题。

3.1 正交试验

按照所设计的试验方案，在 BBP-20 型动力传动系统故障诊断试验台上进行 10n次试验，得出的摩擦因数平均值如表 1 所列。

表1 每组试验测得的摩擦因数平均值Tab.1 Average of friction coefficient obtained from every test

对所得的摩擦因数平均值进行计算，得出含规范变量的回归方程

方差分析结果如表 2 所列。

表2 方差分析结果Tab.2 Variance analysis results

最终的方差显著性结果为：F0.1(9，5)=3.32，F0.05(9，5)=4.77，F0.01(9，5)=10.16，F0.001(9，5)=27.24。

方差显著性结果表明，所建立的回归方程达到极度显著水平，z2和z2′的回归系数达到高度显著水平，z3和z1z3的回归系数达到显著水平。

最终结合试验结果设计的数学模型为

3.2 因素交互作用分析

由于湿式多盘制动器工作过程的复杂性，若只考虑单个因素的影响效果，所得结果必然片面，因此要分析各个因素对摩擦性能影响的交互作用。下面分别对制动初速度-制动力、制动初速度-制动初始温度和制动初始温度-制动力进行交互影响分析。

3.2.1 制动初速度-制动力的交互影响分析

设定制动初始温度为 90 ℃，对制动初速度和制动力两个因素对摩擦性能影响的交互性进行分析，结果如图 5 所示。从图 5 可以看出，随着制动力的逐渐增加，摩擦因数也逐渐增加，当制动力小于 800 N时，在相同制动力下，摩擦因数随着制动初速度的增大先逐渐增大后减小；当制动力大于 800 N 时，在相同制动力下，摩擦因数随着制动初速度的增加先逐渐减小后逐渐增加；当制动初速度不变时，摩擦因数随着制动力的增加逐渐增加。图 5(c) 中 6 条曲线自下而上依次为制动初速度为 10、16、22、28、34 和 40 km/h 时摩擦因数随制动力的变化曲线。可以看出，制动初速度和制动力的交互作用曲线不平行且发生交叉，说明制动初速度和制动力对摩擦性能影响的交互作用明显，且对摩擦性能的影响较大。

图5 制动初速度-制动力对摩擦性能的交互影响Fig.5 Interaction influence of initial braking velocity and braking force

3.2.2 制动初速度-制动初始温度的交互影响分析

设定制动力为 825 N，对制动初速度和制动初始温度两个因素对摩擦性能影响的交互性进行分析，结果如图 6 所示。从图 6 可以看出，在相同制动初速度下，摩擦因数随着制动初始温度的增加先减小后增加；在相同制动初始温度下，摩擦因数随着制动初速度的增加逐渐增加。图 6(c) 中 6 条曲线自下而上依次为制动初速度为 10、16、22、28、34 和 40 km/h 时摩擦因数随制动力的变化曲线。可以看出，制动初速度和制动初始温度的交互作用曲线基本平行，说明制动初速度和制动初始温度对摩擦性能的影响不存在交互作用，对摩擦性能的影响并不大。

图6 制动初速度-制动初始温度对摩擦性能的交互影响Fig.6 Interaction influence of initial braking velocity and temperature

3.2.3 制动初始温度-制动力的交互影响分析

设定制动初速度为 25 km/h，对制动初始温度和制动力两个因素对摩擦性能影响的交互性进行分析，结果如图 7 所示。从图 7 可以看出，当制动力小于860 N 时，在相同制动力下，摩擦因数随着制动初始温度的增加先增大后减小，当制动力大于 860 N 时，在相同制动力下，摩擦因数随着制动初始温度的增加先减小后增加；当制动初始温度不变时，摩擦因数随着制动力的增加而逐渐增加。图 7(c) 中 6 条曲线自下而上依次为制动初始温度为 30 ℃、54 ℃、78 ℃、102 ℃、126 ℃ 和 150 ℃ 时摩擦因数随制动力的变化曲线。可以看出，制动初始温度和制动力的交互曲线并不平行，尤其在低制动力时，两者存在交互作用。由此可以得出，制动初始温度和制动力对摩擦性能影响的交互作用最大，且对摩擦性能的影响最明显。

图7 制动初始温度-制动力对摩擦性能的交互影响Fig.7 Interaction influence of initial braking temperature and braking force

4 结论

(1) 通过回归分析得出制动初始温度-制动力交互作用对摩擦性能的影响最大，制动初速度-制动力的交互作用对摩擦性能的影响较大，制动初始温度-制动初速度交互作用对摩擦性能的影响最小；

(2) 通过台架试验得出制动力的变化对摩擦性能的影响程度最大，其次是制动初始温度，影响最小的是制动初速度；在制动过程中，制动初速度要避免接近 40 km/h，制动力应在 710 N 以上，制动初始温度应低于 110 ℃。