孟德建，張立軍，阮 丞，余卓平

（1.同濟大學 力學流動站，上海 200092；2.同濟大學 新能源汽車工程中心，上海 201804；3.同濟大學 汽車學院，上海 201804）

制動器是汽車、高速列車、城市軌道車輛等交通裝備的核心安全部件之一.近年來，隨著汽車產(chǎn)銷量、高鐵里程以及軌道車輛的迅猛增長，制動器的綜合性能日益受到關注.其中，摩擦引起的制動器熱點問題就是關鍵問題之一.所謂的制動器摩擦熱點現(xiàn)象，是指在制動工況下制動盤存在局部區(qū)域溫度較高的現(xiàn)象，它不僅會導致制動性能熱衰退，而且還引起制動熱 抖 動［1－5］、制 動 尖 叫［6－7］、磨 損 和 熱 疲 勞［8－9］等問題，嚴重影響交通裝備的行駛安全性、舒適性和環(huán)保性，是制動器研發(fā)中的重要技術難題.

制動器熱點研究可以追溯到20世紀40年代.美國的Anderson和Knapp［10］較早地將汽車盤式制動器熱點分為4種類型：粗糙凸點型（asperity）、焦點 型 （focal）、形 變 型 （distortional）和 區(qū) 域 型（regional）.后來，學者 Dufrenoy等［8，11］將軌道車輛制動器熱點分為5種類型：粗糙凸點型、熱帶漸變型（gradients on hot bands）、熱帶型（hot bands）、宏觀熱點（macroscopic hot spots）和區(qū)域熱點.從熱點寬度、溫度和持續(xù)時間3方面的對比分析發(fā)現(xiàn)，軌道車輛制動器與汽車制動器熱點的類型和特性基本相似.軌道車輛制動器的熱帶漸變型熱點和熱帶型熱點與汽車制動器的焦點型熱點基本相同，而宏觀熱點與形變型熱點基本相同.熱帶型熱點和宏觀熱點對制動器的破壞性較大，倍受關注，成為汽車、軌道車輛和制動器行業(yè)內通常所指的熱點，也是學者們重點研究的熱點類型.

由于制動器的摩擦熱點問題涉及摩擦系統(tǒng)的耦合動力學行為、表面損傷、能量耗散機制和高能量制動性能等問題［12］，具有理論難度大的特點.目前，相關研究基本集中在國外的研究機構，國內尚未對該問題開展系統(tǒng)深入的研究.在國外相關研究中，對制動器熱點臨界速率的存在性、熱點數(shù)量及其影響因素等問題尚未形成統(tǒng)一認識，制動器熱點的發(fā)生機理更是模糊不清.而且，我國汽車行業(yè)、軌道交通行業(yè)的迅速發(fā)展對制動器的高性能提出了要求，制動器熱點問題急需解決.在此背景下，系統(tǒng)了解和把握制動器摩擦熱點問題的研究進展具有重要的指導意義.因此，本文重點針對熱帶型熱點和宏觀熱點，搜集和整理了國內外的大量文獻，從制動器摩擦熱點的試驗研究與分析、發(fā)生機理理論、存在的疑難問題等方面，綜合評述制動器摩擦熱點問題的研究現(xiàn)狀，并指出未來的重點研究方向.

1 試驗研究與分析

1.1 試驗方法與關鍵設備

臺架試驗是研究制動器摩擦熱點的基本途徑，尤以慣性測功方法應用最為廣泛.目前，制動器熱點試驗工況主要包括制動工況法和拖滯工況法.制動工況法接近于汽車的實際制動過程，制動壓力通常在5MPa以內，制動轉速通常在1 200r·min－1以內［13］，主要用于研究制動熱抖動以及過程中可能發(fā)生的 熱點 現(xiàn) 象［1－5，9，14］.拖 滯 工 況 試 驗 的 制 動 壓 力 較低，一般在0.5MPa左右［15－16］，但是制動轉速較高，主要用于再現(xiàn)實際汽車在高速輕微制動過程中的熱點現(xiàn)象［10］.由于該方法能夠方便地控制制動器生熱量，比較適合于研究熱點的發(fā)生機理.但是，目前尚未發(fā)現(xiàn)關于制動器熱點試驗的行業(yè)標準和規(guī)范.

在制動器熱點試驗中，最重要的觀測信息是制動盤的溫度和變形.由于熱點峰值溫度通常在650～1 200℃范圍內，且制動盤轉速較高，因此溫度傳感設備須滿足較高的量程和響應速度要求.同時，制動盤的變形量處于微米級，且制動盤表面溫度較高，這對變形傳感系統(tǒng)提出了高精度和高工作溫度的要求.目前，通常使用快速響應接觸式熱電偶和耐高溫非接觸式位移傳感器測量制動盤的溫度和變形.為了進一步滿足測量整個制動盤溫度和變形分布的需求，熱成像儀、激光測振儀等非接觸測試設備得到廣泛應用［4，9，17－18］.

1.2 熱點基本特性

1.2.1 溫度場特性

摩擦熱點使制動盤產(chǎn)生了顯著的周向溫度梯度和徑向溫度梯度，如圖1所示［11］.在產(chǎn)生摩擦熱點前，制動盤的周向溫度梯度較小，通常僅為15～50℃，這主要源于接觸區(qū)的摩擦加熱作用與非接觸區(qū)的對流散熱作用以及制動盤的初始幾何形貌（端面跳 動 （surface run-out，SRO）和 厚 薄 差 （disc thickness variation，DTV））的聯(lián)合作用［19－20］；而制動盤的徑向溫度梯度不超過200℃，這主要是由于制動盤翹曲造成的［19－20］.在產(chǎn)生摩擦熱點后，周向溫度梯度和徑向溫度梯度急劇增大，通常會達到100～700℃［10］，而制動盤的徑向溫度梯度超過300℃，這顯然是某種尚未完全弄清的機制顯著改變了盤塊之間的摩擦接觸狀態(tài)所致.

圖1 熱點出現(xiàn)時制動盤表面溫度分布示意Fig.1 Temperature distribution characteristics of disc surface when hot spots emerge

詳細對比單次制動中熱點在周向上的溫度分布特性發(fā)現(xiàn)，內、外側盤面熱點在周向上恰好錯位分布.該特性在Barber等［15］通過熱電偶測得的內、外側盤面的溫升曲線以及Sardá等［5，21］通過熱成像儀觀測到熱點分布結果上得到驗證.這種現(xiàn)象也得到很多其他研究者的認同［8，17，22］，大家都認為這可能是源于制動盤的波紋狀變形.

為了揭示熱點的產(chǎn)生機理，學者們研究了熱點與波紋狀變形的關系.通過制動盤同一圓周的溫度和熱變形曲線的對比，發(fā)現(xiàn)熱點的數(shù)量與波紋狀變形波峰的數(shù)量相同，而且熱點均出現(xiàn)在盤面波紋狀變形的波峰處［5，14，21，23］，也就是說內、外側盤面的突出區(qū)域出現(xiàn)了熱點.從而說明，摩擦熱點與制動盤波紋狀變形存在密切關系.

另外，在熱點的形成過程中，盤面溫度的周向分布和徑向分布具有顯著的時變性.在制動盤周向上，通常先形成熱帶，接著熱帶中逐漸出現(xiàn)溫度梯度并不斷增大，最終形成了明顯的熱點［8］.在制動盤徑向上，摩擦熱點可以由小半徑向大半徑移動，也可以由大半徑向小半徑 移動［24］；Kasem 等［9，23］進一步 指出熱點不僅可以沿徑向移動，而且熱點在徑向內可由1圈熱點演變?yōu)?圈熱點，也可由2圈熱點合并為1圈熱點.這種現(xiàn)象可能與制動盤的翹曲、磨損和第三體等相關［9，23－24］.

1.2.2 熱變形特性

摩擦熱點顯著改變了制動盤熱變形特性.摩擦熱點出現(xiàn)時，制動盤在周向內存在顯著的波紋狀變形.這種波紋狀變形不同于制動盤初始SRO，制動盤初始SRO主要具有1～2階正弦函數(shù)特性，而波紋狀變形則具 有 高 階 的 正 弦 函 數(shù) 特 性［16，23，24］.不 僅 如此，波紋狀變形還使制動盤初始DTV正弦函數(shù)特征的階次和幅值顯著增加，這就是熱點能夠引起制動熱抖動的主要原因［1－5］.

同時，制動盤波紋狀變形具有時變性.Sardá等［5，21］指出在制動初期（0.5s內）制動盤的 SRO 已經(jīng)發(fā)生了連續(xù)變化，不同于初始SRO.經(jīng)過一段時間后，內、外側盤面逐漸形成穩(wěn)定的連續(xù)波紋狀變形，波峰的數(shù)量和位置在一次制動中保持不變.當制動盤通過散熱作用恢復到初始溫度時，盤面基本恢復到初始SRO，但幅值降低2μm左右，這主要是由于磨損造成的.制動時間較短時，熱點處的熱變形主要是熱彈性變形，但是制動時間較長時，熱點處就會發(fā)生塑性變形［17，25］，而這種變形在溫度降低后是不能恢復的.由于塑性變形和磨損作用，熱點處會產(chǎn)生黑色或藍色的磨痕.

2 發(fā)生機理

2.1 熱彈性失穩(wěn)理論

熱彈性失穩(wěn)理論主要是由美國密歇根大學的Barber等［26－32］提出的.熱彈性失穩(wěn)是指2個相對運動的固體在接觸區(qū)域將摩擦能轉化為熱能，由于結構不穩(wěn)定或轉速、壓力的變化，接觸體間產(chǎn)生不均勻的溫度場和熱彈性變形.這種不均勻的溫度場和彈性變形改變了接觸壓力分布與接觸面積，接觸狀態(tài)的改變導致溫度場和熱彈性變形的不均勻性加劇.當摩擦界面間的相對滑動速率超過一定值（即臨界速率）后，這種耦合關系導致系統(tǒng)失穩(wěn)和熱點的產(chǎn)生.

Burton團隊［33－34］最先使用攝動技術求解了2個半平面接觸不穩(wěn)定性的準靜態(tài)解，發(fā)現(xiàn)當滑動速率超過某一臨界值時系統(tǒng)就會出現(xiàn)不穩(wěn)定.基于該理論，Barber團隊建立了制動器熱點熱彈性失穩(wěn)集總參數(shù)數(shù)學模型［26－27］，將接觸壓力、熱流密度和溫升表達為指數(shù)函數(shù)，隨著指數(shù)增長率的增大，系統(tǒng)會達到失穩(wěn)的邊界，從而求出系統(tǒng)失穩(wěn)時的臨界速率.但是，針對系統(tǒng)中的切向力，Burton等［33－34］認為切向力對臨界率度影響較小，但是Barber認為切向力對臨界速率具有重要影響［26］.同時，研究發(fā)現(xiàn)當接觸體是非對稱結構時臨界速率較小，而接觸體是對稱結構時臨界速率較大［27］.但是，Burton和Barber等建立的制動器彈性失穩(wěn)模型主要求解準靜態(tài)問題，而未考慮接觸物體的真實幾何邊界情況.為了解決這一問題，有限元技術得到了應用，學者們建立了制動器熱彈性失穩(wěn)有限元模型.Barber團隊將隨時間呈指數(shù)上升的攝動量假設為線性量，求解準靜態(tài)熱彈性問題［28］和具有非平凡解的奇次穩(wěn)態(tài)問題［29］.使用傅里葉約化方法建立了熱傳導方程［30］，求解了具有非對稱幾何邊界的熱彈性失穩(wěn)問題，其目的是考慮熱對流和熱傳導產(chǎn)生的制動盤周向溫度梯度對臨界速率的影響.進而，將隨時間變化的攝動量等效為多個分段常數(shù)，建立了降階有限元模型［31］，求解了瞬時熱彈性失穩(wěn)問題.最后，將這種方法從2維有限元模型擴展到3維瞬態(tài)熱彈性模型，求解了制動器的熱彈性失穩(wěn)問題［32］.

通過分析可知，熱彈性失穩(wěn)理論認為熱點是接觸壓力分布不均勻造成的，主要工作是求解產(chǎn)生熱點的臨界速率.盡管Barber等［15］指出利用熱彈性失穩(wěn)理論求解的臨界速率與試驗值一致性較好，但文獻［35－37］研究結果表明利用熱彈性失穩(wěn)理論預測的臨界速率比試驗值偏大，而制動壓力、制動盤結構和制動塊弧長可能是產(chǎn)生誤差的主要因素.因此，熱彈性失穩(wěn)理論預測的臨界速率的有效性和準確性需要詳細的驗證.同時，該理論不能預測制動盤溫度和變形的分布特性，更不能預測熱點的時變特性.

2.2 熱屈曲理論

熱屈曲理論將制動盤假設為環(huán)形薄板，基于Kirchhoff理論和von Karman理論，由于受到較大的熱載荷，制動盤面內產(chǎn)生了壓縮薄膜應力.當壓縮薄膜應力超過環(huán)形薄板結構的分形點后，制動盤的彎曲剛度變?yōu)榱?，從而使制動盤產(chǎn)生了面外變形，即屈曲變形或屈曲模態(tài).隨著熱載荷的不斷增大，制動盤的屈曲模態(tài)會發(fā)生演變.由于面外屈曲變形的產(chǎn)生改變了制動盤與制動塊的接觸狀態(tài)，從而使制動盤表面產(chǎn)生了熱點.

Kao等［18］較早地采用經(jīng)典接觸理論建立了2維制動器熱彈性有限元模型，后來采用點線接觸方法建立了3維制動器斷面模型［2］，指出制動盤的屈曲變形是產(chǎn)生熱點的原因，并且摩擦系數(shù)隨速率和壓力的變化關系對屈曲變形有重要影響.Ma［32］首先使用了Timoshenko梁理論建立了環(huán)形薄板熱屈曲模型，然后使用Kirchhoff理論和von Karman理論建立了圓環(huán)薄板熱屈曲模型，發(fā)現(xiàn)制動盤盤轂等結構和約束條件對熱屈曲臨界載荷具有重要影響.Kwangjin等［22］和Lee等［27］則通過試驗驗證熱點產(chǎn)生時制動盤存在屈曲變形模式，F(xiàn)ieldhouse等［3，17，25］指出溫度高于300℃時制動盤會產(chǎn)生波狀端面跳動和屈曲變形模式.

通過分析可知，熱屈曲理論認為制動器熱點是由熱載荷產(chǎn)生的壓縮薄膜應力造成的，熱屈曲理論主要求解熱點產(chǎn)生時的臨界熱載荷.但是，Kao等［2，18］和 Ma［32］研究中認為制動盤只在徑向存在溫度梯度，內、外側盤面載荷是對稱的，而這種假設忽略了制動盤存在周向溫度梯度的客觀事實.因此，利用熱屈曲理論計算的制動器熱點臨界熱載荷過大，以至于在汽車實際的制動中制動盤難以產(chǎn)生如此高的熱載荷.同時，熱屈曲理論也不能預測制動盤溫度和變形的分布特性以及熱點的時變特性.

2.3 連續(xù)波紋狀變形理論

制動器摩擦熱點連續(xù)波紋狀變形理論是由法國巴黎綜合 理 工 的 Dufrenoy 等［8，11，38－40］提 出 的.該 理論認為由于制動盤盤轂、制動鉗的機械力和制動盤的溫度梯度等因素，在制動盤面內形成了徑向和周向的彎曲力矩，從而使制動盤產(chǎn)生了類似于2階的波紋狀變形.當熱載荷足夠大時，制動盤內、外側會形成2個顯著的溫度梯度，這種溫度梯度會使制動盤形成多個穩(wěn)定的波峰和波谷.熱載荷逐漸轉移到這多個波峰上，進而使制動盤發(fā)生塑性屈服，最終形成穩(wěn)定的熱點.

Dufrenoy團隊考慮制動器的接觸狀態(tài)和材料的彈塑性特性建立了制動器瞬態(tài)熱分析模型［38］，發(fā)現(xiàn)制動盤出現(xiàn)了類似于熱點的溫度集中，但是由于未考慮摩擦力的影響，熱點分布形態(tài)與試驗結果不同.為了降低計算時間，文獻［39］利用2維有限元模型計算制動盤的熱傳導，建立了2-3維混合的有限元模型.基于上述研究，Dufrenoy教授建立了可以生成6個熱點的制動器連續(xù)波紋狀變形模型［11，40］，并通過試驗說明了該理論的正確性［23］.

從本質上講，連續(xù)波紋狀變形理論認為熱點是由溫度梯度產(chǎn)生的面內彎矩造成的，該理論主要求解熱點產(chǎn)生時的制動盤溫度分布.雖然該理論預測了熱點出現(xiàn)時制動盤溫度和變形的周向分布特性及其時變特性，但是，它未提及制動盤溫度和變形的徑向分布特性及其時變特性.而且，在建模的過程中未對制動器熱機耦合過程進行詳細的描述，降低了模型準確預測制動盤溫度場和熱變形的可信度.同時，由于該方法以熱點數(shù)量依賴于制動盤周長與制動塊弧長的比值為前提，利用該方法預測熱點數(shù)量的準確性有待考查.

2.4 熱機耦合理論

制動器摩擦熱點屬于熱－結構耦合研究范疇.隨著有限元技術的發(fā)展，熱機耦合方法逐漸被用于預測制動器熱點.熱機耦合理論認為制動盤在初始的制動壓力、速率和溫度下，通過摩擦生熱模型計算盤塊間產(chǎn)生的熱量，熱量在盤塊間分配后在制動盤和制動塊中進行熱傳導，形成了制動盤和制動塊的溫度場，進而產(chǎn)生熱應力和熱應變.由于制動壓力的作用，盤塊間產(chǎn)生機械應力和應變.熱效應和機械效應產(chǎn)生的應力和應變進行線性耦合，改變了盤塊間的接觸狀態(tài)，進而改變了盤塊間的接觸壓力分布.接觸壓力分布的改變又影響了溫度場分布，從而形成熱機耦合循環(huán).

Suryatama等［16］借助Abaqus軟件，采用主從接觸面法和溫度－位移耦合法求解制動盤變形，發(fā)現(xiàn)制動盤表面形成了高溫區(qū).筆者［19－20］利用 Msc-marc軟件，采用直接約束法建立了制動器瞬態(tài)熱機耦合模型，指出制動盤初始SRO和DTV可使制動盤形成顯著的溫度集中.Cho等［41］利用快速傅里葉變換將瞬態(tài)3維熱機耦合模型轉化為2維熱機耦合模型，發(fā)現(xiàn)制動盤存在周向溫度梯度，并指出該特性與熱點現(xiàn)象非常相似.但是，嚴格地說，上述熱機耦合方法均未預測出制動器熱點.最近2年，韓國Jung等［42－44］使用 SAMCEF軟件建立了制動器摩擦熱點機械－熱交互聯(lián)合仿真模型，該模型與其他熱機耦合模型的不同之處在于考慮了機械結構的非線性變形.Jung等認為該模型首次成功地預測了制動器熱點，并開展了相關的臺架試驗，通過比較發(fā)現(xiàn)制動盤的溫升曲線的仿真結果與試驗結果一致性較好.

但是，筆者詳細對比了Jung的仿真結果與試驗結果，發(fā)現(xiàn)試驗中的最高溫度遠遠低于仿真中熱點的溫度.因此，該模型的有效性和準確性需要進一步的驗證.另外，Jung雖然通過仿真再現(xiàn)熱點，但未深入分析熱點產(chǎn)生的根本原因，也未研究關鍵影響因素和控制措施.

3 熱點研究存在的疑難問題

雖然研究者們對制動器熱點的基本特性有了初步的認識，并嘗試探討制動器熱點的發(fā)生機理，但是不難發(fā)現(xiàn)，制動器熱點的發(fā)生機理并未形成統(tǒng)一認識，仍然有較多的問題需要解決.

3.1 波紋狀變形的產(chǎn)生機理

通過制動器熱點試驗和理論研究發(fā)現(xiàn)，波紋狀變形與摩擦熱點密切相關.但是，波紋狀變形的產(chǎn)生機理并不清楚.Barber等［15］認為波紋狀變形可能是類似于平面行波的一種變形，它在制動盤周向內以接觸區(qū)域為起點分別向兩側傳播并疊加.Kao等［2］、Fieldhouse等［3，17］和 Ma［32］認為波紋狀變形是盤面溫度梯度使制動盤產(chǎn)生的屈曲模態(tài).Sardá等［5］未討論波紋狀變形的產(chǎn)生機理，但是發(fā)現(xiàn)制動盤在形成穩(wěn)定的波紋狀變形前發(fā)生了振動，而Kim等［45］和Cho等［46］也認為制動盤波紋狀變形與振動有關.因此，需要開展詳細的試驗研究和理論分析，探討波紋狀變形的產(chǎn)生機理.

同時，研究者們對熱點與波紋狀變形出現(xiàn)的先后順序的認識存在分歧.Sardá等［5］指出制動盤先產(chǎn)生了不穩(wěn)定的連續(xù)變形，并逐漸演變成為穩(wěn)定的波紋狀變形.在此之后，波紋狀變形的波峰處才形成了熱點.而Dufrenoy等［23］則認為在高能量制動時，制動盤先產(chǎn)生熱點，隨后才形成穩(wěn)定連續(xù)的波紋狀變形.而且，熱點形成的盤面周向溫度梯度越大，波狀變形最大值就會出現(xiàn)得越晚.因此，需要明確究竟是波紋狀變形產(chǎn)生了熱點，還是熱點引起了波紋狀變形，這對探討波紋狀變形和熱點的產(chǎn)生機理都是十分重要的問題.

另外，連續(xù)多次制動工況下波紋狀變形波峰出現(xiàn)的位置存在分歧.在連續(xù)多次制動時，Sardá等［5］指出第1次制動時波紋狀變形的波峰，在第2次制動時變?yōu)椴ü?，但是在?次制動時變?yōu)椴ǚ?但是，很多學者認為連續(xù)多次制動時波紋狀變形波峰出現(xiàn)在制動盤上的位置是相對固定的.因此，需要研究連續(xù)多次制動時波紋狀變形的分布特性.

3.2 生成熱點的臨界條件

根據(jù)熱彈性失穩(wěn)理論，制動器摩擦熱點存在著臨界速率.Barber等［15］發(fā)現(xiàn)當制動速率大于某一值時制動塊溫升曲線產(chǎn)生較大的波動，而且必須同時達到臨界速率和臨界溫度時制動器才能產(chǎn)生熱彈性失穩(wěn)，并且Kwangjin等［22］通過試驗研究指出臨界速率具有可重復性.在此基礎之上，較多的研究［26－32］預測了制動器熱點的臨界速率.但是，Lee等［1］的研究成果顯示臨界速率計算值與試驗值的誤差達到15%～20%，Cho等［35－37］也指出臨界速率計算值通常大于試驗值.而Sardá等［5，21］開展了大量的制動器熱點試驗，也未觀測到制動器熱點存在臨界速率.因此，制動器熱點是否具有臨界速率需要進一步的試驗研究和理論分析.

根據(jù)摩擦生熱模型［47］可以推測摩擦熱點不僅會受到速率還受到制動壓力的影響，甚至是熱流密度和熱量的影響.但是，熱彈性失穩(wěn)理論認為制動壓力

對制動器熱點的影響較小［15］，而 Cho等［35－37］則通過試驗發(fā)現(xiàn)制動壓力對制動器熱點出現(xiàn)時的速率具有重要影響.Dufrenoy等［8］進一步指出制動盤在短時間內必須有足夠的熱載荷才能形成熱點，Sardá等［5，21］也通過大量的試驗發(fā)現(xiàn)輸入的能量越大制動器越容易產(chǎn)生熱點.因此，需要開展詳細的試驗研究分析制動壓力、發(fā)熱功率和能量對制動器熱點的影響.

3.3 熱點與制動器結構關鍵參數(shù)的關系

對于特定結構的制動器，熱點的數(shù)量相對固定.在制動盤周向上通常為8～12個［5，8，21，23］，在制動盤徑向上通常為1～2圈，但內、外側盤面同時存在2圈熱點組的情況較少見.Sardá等［5，21］對同一批次的多個制動器進行熱點試驗，發(fā)現(xiàn)熱點數(shù)量相同.由于制動中存在著強烈的熱機耦合效應，制動器的結構參數(shù)對制動器熱機耦合特性具有重要的影響.因此可以推測，熱點的數(shù)量應與制動器固有的結構參數(shù)緊密有關，但是目前尚未見到系統(tǒng)深入分析熱點數(shù)量與制動器結構參數(shù)關系的研究文獻.因此，開展制動器結構關鍵參數(shù)對熱點數(shù)量的影響研究是急需而必要的.

制動塊弧長對制動器熱點數(shù)量的影響存在較大分歧.文獻［36］指出制動塊弧長增大時臨界速率降低，而文獻［22，27］進一步指出熱點間距不會大于制動塊的弧長.文獻［8］設計了不同包角的制動塊并開展了熱點試驗，發(fā)現(xiàn)當熱點數(shù)與制動盤周長與制動塊弧長的比值有關，且該觀點得到了連續(xù)波紋狀變形理論和熱彈性失穩(wěn)理論的支持.但是，Sardá［21］將制動塊包角控制在23～46°，通過大量試驗發(fā)現(xiàn)制動盤熱點數(shù)量為11或12個，從而指出制動塊弧長對熱點數(shù)量影響較小，而且制動盤周長與制動塊弧長的比值與制動器熱點數(shù)量差別較大.Cho等［37］也通過試驗指出熱點數(shù)量與制動盤周長與制動塊弧長的比值不符.因此，制動塊弧長對熱點數(shù)量的影響還需要進一步地詳細研究.

通風槽和散熱筋對制動器熱點的影響存在分歧.Fieldhouse等［4，17］指出在100℃時制動盤表面出現(xiàn)了通風散熱筋模式，促進了制動盤熱點的產(chǎn)生，并推測熱點數(shù)量可能與通風槽的數(shù)量有關.但是，文獻［18，35-37］則指出通風槽和散熱筋對制動器熱點具有抑制作用.不僅如此，Ma［32］指出通風散熱筋增大了制動盤的剛度，使通風盤的熱屈曲臨界載荷增大.因此，通風槽和散熱筋對制動器熱點及其數(shù)量的影響需要詳細的理論分析和試驗驗證.

制動盤初始SRO和DTV對制動盤熱點的影響不清楚.初始SRO和DTV在周向內通常為1～2階的類正弦曲線，而且制動盤表面形貌具有隨機性，與制動器熱點數(shù)量和周向分布特性差別較大.但是，研究已經(jīng)表明初始SRO和DTV對制動盤溫度分布具有重 要 影 響［16，19，20］，使 制 動 盤 更 加 容 易 出 現(xiàn) 熱點［16，48］.同時，初始SRO 和 DTV 會使制動器產(chǎn)生一定的振動.因此可以推測，初始SRO和DTV可能是產(chǎn)生制動盤波紋狀變形和熱點的關鍵觸發(fā)條件.

4 討論與展望

重點綜合近20年來國內外所開展的制動器熱點研究成果，結合熱點研究存在的疑難問題以及筆者課題組的研究思考，對深化制動器摩擦熱點問題的未來研究提出以下建議：

第一，制動器熱點試驗規(guī)范研究.由于很多試驗研究的結論不能達成一致，而且目前還未見相關的試驗標準，不禁讓人懷疑目前制動器熱點試驗程序的規(guī)范性和試驗結果評價體系的有效性和完整性.通過前期的試驗研究發(fā)現(xiàn)，在控制參數(shù)方面，往往僅控制制動速率和壓力2個參數(shù)，而很少準確控制制動器的輸入能量和散失能量.在測點方面，有些試驗只測量制動盤某點的溫度和變形，有些則只測量了某些時刻制動盤溫度場和熱變形的分布特性，但通常都忽略了熱點3維尺寸的測量以及制動塊溫度的監(jiān)測.在試驗結果評價體系方面，未能夠從制動前、制動且熱點出現(xiàn)前、熱點出現(xiàn)中和熱點出現(xiàn)后的角度系統(tǒng)地評價制動盤的溫度場和變形的分布特性.因此，需要開展制動器熱點試驗規(guī)范的研究，藉此提高制動器熱點試驗結果的有效性和準確性.

第二，基于非對稱載荷和結構的制動器熱點機理研究.制動中制動盤處于典型的非對稱載荷作用，活塞和制動鉗施加制動壓力的機制導致盤兩側的壓力分布不對稱［2，14，45］；熱機耦合作用使制動盤產(chǎn)生了熱翹曲，導致制動盤兩側的壓力分布也不對稱［19，20，49］；制 動盤 結 構 的 不 對 稱 性 導 致 接 觸 壓 力 分布不對稱，這些結構主要包括盤轂、通風槽、散熱筋和散熱孔等.接觸壓力的非對稱分布，必然導致制動盤產(chǎn)生非對稱的熱載荷.在非對稱結構和載荷條件下，制動盤更容易出現(xiàn)熱點.因此，應該從非對稱載荷和結構的角度，深入開展制動盤熱點的機理研究，研究制動器載荷和結構參數(shù)與熱點的內在作用機制，有可能在揭示制動器熱點產(chǎn)生的根本原因上取得突破.

第三，基于熱源特性的制動器熱點機理研究.制動器的載荷中包含了摩擦機械載荷和熱載荷，而且熱點產(chǎn)生的過程中存在著復雜的摩擦、熱和結構的耦合作用，盤塊間的接觸又難以在線觀測，這都增加了制動器熱點機理研究的難度.然而，如果能夠將制動盤的摩擦熱源替代為非摩擦熱源，就可以將摩擦效應從制動器的多物理效應中剝離，研究單一對稱熱載荷或單一非對稱熱載荷條件下制動盤熱點的存在性.通過非摩擦熱源和摩擦熱源條件下的制動器溫度場和熱變形的對比分析可以研究制動器熱點的產(chǎn)生機理.同時，對制動器熱點臨界速率和制動壓力對熱點影響的認識存在分歧，但速率和壓力都是制動器摩擦生熱模型的關鍵參數(shù).不難發(fā)現(xiàn)，無論是非摩擦熱源和摩擦熱源，還是制動速率和制動壓力，都屬于熱源特性的范疇.因此，可以從熱源特性的角度深入研究速率、壓力、熱載荷和機械載荷與熱點的作用機制，揭示制動器熱點的產(chǎn)生機理.

第四，面向對象的制動器熱點預測模型及控制方法研究.前期研究并未探明制動器熱點的產(chǎn)生機理，導致既有的制動器熱點理論和模型存在一定的不足.因此，面向對象的熱點建模與數(shù)值仿真也進展緩慢.如何在明確制動器熱點產(chǎn)生機理的基礎上，利用摩擦生熱理論、能量分配理論、熱傳導理論、板殼力學、接觸力學和彈塑性力學等基礎理論，借助有限元技術，建立面向制動器對象的熱點理論模型和有限元仿真模型，形成能夠預測制動器的溫度場、應力場、熱變形和接觸壓力分布特性和時變特性的多目標仿真平臺，進而系統(tǒng)開展制動器熱點關鍵影響因素和控制措施的研究，為高性能制動器的開發(fā)和設計提供支持，具有重要理論價值和工程意義.

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