楔塊磨損對離心脫開型超越離合器性能的影響

中圖分類號：V233 DOI：10.16578/j.issn.1004.2539.2025.07.014

0 引言

離心脫開型超越離合器是斜撐式超越離合器的一個重要分支，廣泛運用于直升機和固定翼飛機的輔助動力裝置（AuxiliaryPowerUnit，APU）中，具有徑向尺寸小、工作轉速高等特點。當APU工作時，離心脫開型超越離合器的楔塊在離心力的作用下與內(nèi)環(huán)表面脫離，能最大限度地減輕磨損。但當APU轉速較低時，離心力不足以使楔塊與內(nèi)環(huán)表面脫離接觸，楔塊在接觸力的作用下不可避免地會發(fā)生磨損，從而直接影響離合器的動態(tài)接合性能。因此，開展楔塊磨損程度對離心脫開型超越離合器動態(tài)性能影響的研究具有重要意義。

國內(nèi)外諸多學者對斜撐式超越離合器的磨損問題進行了大量研究并取得了相應的研究成果。LYN-WANDER等對斜撐式離合器兩種不同的設計方案進行對比試驗，研究斜撐式離合器的動態(tài)超越性能、動態(tài)楔合性能、靜態(tài)過載能力等，并針對離合器的磨損現(xiàn)象進行探究，給出了一套完整的楔塊楔緊和超越的受力分析方式。CRAMTON等搭建了斜撐式超越離合器的疲勞試驗平臺，分析了斜撐式超越離合器的動態(tài)性能。VERNAY等3針對離合器破壞失效問題進行試驗分析，研究了離合器楔塊在動態(tài)接合時接觸面出現(xiàn)的微動磨損現(xiàn)象。XU等建立了斜撐式超越離合器的數(shù)學模型，完善了接觸力的求解方式，并通過試驗驗證了兩點接觸假設的有效性。朱楚等[5]39-43通過均勻改變楔塊內(nèi)外半徑的大小，從理論的角度研究了斜撐式超越離合器楔塊的磨損對離合器力學性能的影響。楊兵對強制約束型斜撐式離合器接觸力學特性和疲勞壽命進行研究，并進行了離合器性能驗證試驗。楊林等對斜撐式超越離合器楔塊與滾道間進行受力分析，采用組合磨損方式給出了離合器的磨損壽命計算方法。蓋小濤等[9]1-4[10]建立了超越離合器的動力學模型，通過動力學仿真得知，楔塊磨損后引起的接觸角增大會導致楔塊彈出現(xiàn)象發(fā)生。卿茂輝等[1l-13]基于Archard磨損計算模型建立了對數(shù)型面楔塊斜撐式離合器的磨損數(shù)值計算模型，確定楔塊磨損臨界值，得到了楔塊接觸表面的磨損規(guī)律。嚴宏志等[14-16針對強制約束型斜撐式超越離合器不同工況下的磨損問題做了大量研究，得出適當提高離合器楔角有利于提高斜撐式離合器磨損壽命的結論；采用疲勞壽命模型對離合器壽命進行了預測；對強制約束型斜撐式離合器的彈簧磨損問題進行分析，并對彈簧的磨損與疲勞壽命進行了預測。但有關楔塊磨損程度對離心脫開型超越離合器動態(tài)性能影響的研究未見報道。

本文以APU用離心脫開型超越離合器為研究對象，建立與實際磨損情況類似的離合器磨損模型，對不同程度的離合器磨損進行動力學仿真，探究楔塊磨損程度對離心脫開型超越離合器動態(tài)接合性能與臨界脫開轉速的影響，為離心脫開型超越離合器的設計與應用提供參考依據(jù)。

1離合器結構及工作原理

圖1為全相位離心脫開型超越離合器示意圖，其由楔塊、內(nèi)外保持架、內(nèi)外環(huán)、波形彈簧帶等組成。其中，外保持架通過脹緊方式與外環(huán)固連；楔塊作為核心零件，位于內(nèi)外保持架形成的兜孔空間內(nèi)，并在波形彈簧帶的預緊轉矩作用下保持與內(nèi)外環(huán)的接觸。

離合器內(nèi)環(huán)為輸入元件，與起動直流電動機通過花鍵連接；離合器外環(huán)為輸出元件，與APU齒輪箱輪系嚙合。APU起動時，離合器內(nèi)環(huán)帶動楔塊楔緊，于內(nèi)外環(huán)之間起到傳遞動力的作用；APU工作時，離合器外環(huán)超越，楔塊在自身離心力的作用下與內(nèi)環(huán)脫開；APU停車后，高空氣流吹動APU轉子產(chǎn)生風車轉速，離合器外環(huán)超越但超越轉速較低，楔塊自身的離心力不足以使其與內(nèi)環(huán)脫開?？罩衅饎訒r，離合器外環(huán)超越，內(nèi)環(huán)轉速逐漸上升直至超過外環(huán)，使楔塊再次楔緊傳動。

2不同磨損程度離合器的模型建立

2.1 楔塊磨損形式的確定

文獻[5]4]-43和文獻[9]46-7都通過均勻減小楔塊內(nèi)半徑的方法研究了楔塊內(nèi)半徑磨損量對離合器力學性能的影響。但在實際中，楔塊的磨損往往是集中于接觸線附近的局部磨損，圖2為楔塊磨損的具體情況示意圖。對每粒楔塊使用三坐標掃描截面得到數(shù)據(jù)點坐標文件，導入UG軟件后得到截面曲線，將實際磨損區(qū)域截面曲線與楔塊未磨損截面進行對比，可得到磨損區(qū)域，如圖3所示。根據(jù)楔塊實測磨損數(shù)值情況，對表1所示的不同磨損程度的楔塊組進行裝配，并導人到Adams軟件中進行動力學特性分析。

在UG軟件中對離合器進行裝配，楔塊外型面與外環(huán)相切，內(nèi)型面與內(nèi)環(huán)相切；旋轉內(nèi)、外保持架，使楔塊均勻分布在內(nèi)、外保持架兜孔中。由于初始裝配條件下彈簧處于壓縮狀態(tài)，難以在UG軟件中模擬彈簧的初始變形，可通過吊線法得到彈簧對楔塊的預緊轉矩，在前處理中對楔塊施加轉矩來模擬彈簧對楔塊的作用。通過吊線法得到的彈簧預緊轉矩為 8.12N?mm 。

2.2材料選擇與模型簡化

在APU起動時，楔塊與內(nèi)外環(huán)接觸應力較高，所以要求楔塊和內(nèi)外環(huán)的材料具有強度高、耐磨性好的特點。在APU用的徑向尺寸較小的離合器中，保持架通常用40CrNiMoA等航空棒材制造。離合器各部件材料參數(shù)如表2所示。

為方便計算，在虛擬樣機模型中對實際模型做一定的簡化： ① 忽略離合器各零部件之間的制造和安裝誤差； ② 將各零部件均視為剛體，暫不考慮楔塊與內(nèi)外環(huán)整體變形對動力學性能的影響； ③ 所施加的各類驅動、負載和約束均為理想的。

注：內(nèi)、外環(huán)滾道均做滲碳處理；楔塊熱處理后表面硬度可達 60HRC 以上，確保離合器承載能力要求。以上熱處理對表面粗糙度的影響可忽略。

2.3 仿真前處理設置

設置邊界條件： ① 將內(nèi)外環(huán)和內(nèi)保持架分別相對地面建立旋轉副； ② 外保持架與外環(huán)進行布爾連接操作，使兩者固連； ③ 在內(nèi)環(huán)上加入速度驅動，方向為楔塊楔入的方向； ④ 在外環(huán)上施加 6337.06N?mm 的恒定轉矩，模擬負載； ⑤ 在每個楔塊的質(zhì)心施加8.12N?mm 的恒定轉矩，模擬彈簧的預緊轉矩。

APU超越狀態(tài)和空中起動狀態(tài)的驅動加載曲線如圖4所示。由圖4（a）可知，對APU工作狀態(tài)仿真時，內(nèi)環(huán)保持固定，外環(huán)在0.1s內(nèi)轉速上升至30000r/min 后保持穩(wěn)定運行。由圖4（b）可知，對空中起動的動態(tài)接合過程仿真時，內(nèi)環(huán)轉速穩(wěn)定上升并在0.1s時超越外環(huán)，有效地模擬了空中起動的情景。最終構建的離心脫開型超越離合器虛擬樣機模型如圖5所示。

按照圖4（a）所示的驅動加載方式對未磨損楔塊進行外環(huán)超越狀態(tài)下的動力學仿真，得到了楔塊與內(nèi)環(huán)接觸力變化情況，如圖6所示。提取內(nèi)環(huán)與楔塊的接觸力并將其作為楔塊是否超越的判據(jù)。

采用離合器高速接合的方法對未磨損楔塊離合器的臨界脫開轉速進行測試。先將外環(huán)轉速提高至9000r/min ，之后將內(nèi)環(huán)轉速提高至 9300r/min ，觀察內(nèi)、外環(huán)轉速的一致性。若外環(huán)轉速無法提高至9300r/min ，則表明離合器臨界脫開轉速在 9000～ 9300r/min ；若一致性良好，再將外環(huán)轉速提高至10 000r/min ，而后將內(nèi)環(huán)轉速提高至 10 300r/min 繼續(xù)觀察內(nèi)、外環(huán)轉速的一致性。此后試驗以此類推，得到的最終試驗曲線如圖7所示。

由圖7可知，在外環(huán)轉速提高至 10700r/min 時，內(nèi)環(huán)轉速由 10300r/min 提高至 11000r/min ，內(nèi)外環(huán)轉速不同步，內(nèi)環(huán)無法帶轉外環(huán)，表明該離合器臨界脫開轉速在 10 300～10 700r/min 。

由圖6仿真得到的脫開轉速為 11334r/min ，與試驗結果的相對誤差小于 10% ，表明該虛擬樣機仿真模型精度符合要求。

3 仿真分析

3.1磨損程度對動態(tài)接合性能影響

當遭遇緊急情況時，起動直流電動機需要迅速將停車的發(fā)動機重新起動以脫離危險，這對離心脫開型超越離合器在空中起動時的動態(tài)接合性能有嚴格的要求。按照圖4（b）的驅動加載方式對4組不同楔塊進行了空中起動的動態(tài)接合仿真，得到不同磨損程度下楔塊與內(nèi)環(huán)接觸力和動力輸入軸所受轉矩的變化趨勢，分別如圖8和圖9所示。

由圖8和圖9可知， ① 隨著磨損寬度的增加，楔塊與內(nèi)環(huán)之間的沖擊接觸力與動力輸入軸所受的沖擊轉矩均呈先減小后增大的趨勢，楔塊組2的磨損寬度與故障時磨損寬度接近； ② 隨著磨損寬度的增加，楔塊與內(nèi)環(huán)之間穩(wěn)定接觸力逐漸減小，動力輸入軸所受的穩(wěn)定轉矩保持不變。

結果分析：4組仿真設置的負載轉矩相同，因此，4組仿真的穩(wěn)定轉矩差別很小；楔塊磨損導致內(nèi)環(huán)與楔塊的接觸區(qū)域不斷向承載段偏移，進而造成內(nèi)環(huán)與楔塊的楔角不斷增大。由內(nèi)環(huán)接觸力計算式N_i=TcotV/R_in[ 式中， T 為轉矩， N?m ；V為內(nèi)接觸角，（^°） ； R_i 為內(nèi)環(huán)半徑， mm ； n 為楔塊數(shù)量]可知，在轉矩不變的情況下，接觸力與楔角成負相關關系，仿真接觸力情況與理論計算趨勢相吻合。由內(nèi)環(huán)接觸力計算式得到的接觸力為 1118.3N ，與楔塊組1的仿真結果（1045N）的相對誤差為 7.01% ，也驗證了虛擬樣機仿真的準確性。

3.2楔塊磨損程度對動態(tài)接合難易程度的影響

動態(tài)接合過程中楔緊傳動時，楔塊需要在內(nèi)外環(huán)之間形成“自鎖”，以避免打滑現(xiàn)象的發(fā)生，即必須保證楔塊與內(nèi)外環(huán)接觸點處所受的切向力小于接觸處所能提供的最大靜摩擦力。

根據(jù)航空發(fā)動機設計手冊，離合器正常工作需滿足的自鎖條件為

式中， μ 為靜摩擦因數(shù)；W為外接觸角， （^°） 。

由于楔塊為非均勻磨損，已經(jīng)無法利用公式準確計算出磨損狀態(tài)下的楔角。由于楔塊磨損，楔塊與內(nèi)環(huán)接觸點不斷向大承載區(qū)域偏移，此時楔角會逐漸增大，若要使自鎖條件仍然成立，摩擦因數(shù)必然也隨之增大。本文通過改變接觸區(qū)域的摩擦因數(shù)，探究不同磨損程度下能成功動態(tài)接合的摩擦因數(shù)極限值。摩擦因數(shù)初始設置為上一組開始無法穩(wěn)定接合的數(shù)值，設置步長為0.05，得到楔塊磨損程度對動態(tài)接合難易程度的影響規(guī)律，如圖10所示。

由圖10可知，隨著磨損寬度的增加，離合器能動態(tài)接合所需的最小靜摩擦因數(shù)增大。這說明隨著楔塊磨損程度的加深，離合器在空中起動時動態(tài)接合更困難。

3.3楔塊磨損程度對離心脫開臨界轉速的影響

相較于一般斜撐式超越離合器，離心脫開型超越離合器最大的優(yōu)點在于其優(yōu)秀的抗磨損機制，即超越狀態(tài)時楔塊的離心力有使楔塊離心脫開的趨勢，可減小楔塊與內(nèi)環(huán)滾道接觸力以減輕磨損。所以，臨界脫開轉速是判斷離心脫開型超越離合器超越性能優(yōu)劣的一項重要指標。按照圖4（a）的驅動加載方式，對4組不同楔塊進行外環(huán)超越狀態(tài)下的動力學仿真，得到了不同磨損程度下楔塊臨界脫開轉速的變化趨勢，如圖11所示。

由圖11可知，隨著磨損寬度的增加，離合器臨界脫開轉速增大；磨損寬度為 1.2mm 的楔塊組比未磨損楔塊組的臨界脫開轉速增加了 6.68% 。因此，磨損程度越重，對離合器進人超越狀態(tài)越為不利，即如果轉速達不到臨界脫開轉速的要求，會使離合器楔塊持續(xù)與內(nèi)環(huán)接觸，進一步加重磨損，導致臨界脫開轉速進一步增加，從而形成正反饋形式的惡性循環(huán)。

4結論

針對離心脫開型超越離合器的結構工作特點，建立不同的楔塊磨損程度的離合器虛擬樣機模型，對離合器的空中起動和APU超越狀態(tài)進行了分析研究。主要結論如下：

（1）采用文中虛擬樣機仿真得到的脫開轉速與車臺試驗測得的脫開轉速有較好的吻合，誤差小于10% ，證明了虛擬樣機仿真的準確性。（2）隨著楔塊磨損的增加，楔塊與內(nèi)環(huán)沖擊接觸力、動力輸入軸所受轉矩均有一定程度的減??；但隨著楔塊磨損進一步加重，離合器在空中起動時動態(tài)接合愈加困難，離合器“打滑”失效的風險大增；此外，離合器進入完全超越狀態(tài)所需的臨界轉速越高。

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Effect of the sprag wear on centrifugal disengagement overrunning clutches

LEIYanbin NINGFenglian ZENG ZhuoPENG Kai （MechanicalSystemResearch Department，AECCHunanAviationPowerplantResearch Institute，Zhuzhou，China

Abstract：[Objective] Inorder to understand the impact of sprag wear on the dynamic performanceofclutches，a clutch modelwithspragoflocalizedwearwas establishedbasedonthevirtualprototype.[Methods]Thedynamiccharacteristicsofthe model were simulated and analyzed byusing Adams software.The influence of sprag wear on contact force between sprag and inerrace，thetorqueontheinputshaft，thedificultyofdynamicengagement，andthecritical disengagement speed during overunningwerestudied.[Results]Theresultsshowthatthesimulationresultsofthedisengagementspeedof thevirtual prototype have an error of less than 10% compared to the experimental results，which verifies the correctness of virtual prototype simulation;thecontactforcebetweenthespragandinnerrae，aswellas thetorqueactingontheinputshaft，ecreasfirstlyand thenincrease withtheincreaseofthe sprag wear;thecriticalspeed fortheclutch toenter thefulloverrunning state ncreases with the increase of the sprag wear.

Keywords：Centrifugal disengagement overunningclutch；Sprag；Localized wear；Virtual prototype；Dynamic performance