湿式离合器是自动变速系统的重要组成部分，其动态接合特性直接影响车辆的换档品质和离合器使用寿命. 湿式离合器的接合特性主要取决于接合过程中摩擦转矩的变化特点，因此研究接合过程中摩擦转矩的产生机理、变化规律及各种因素对摩擦转矩的影响规律具有重要意义.

张志刚等^[1-2]基于平均雷诺方程和粗糙表面接触模型建立湿式离合器接合模型，仿真和试验结果表明，增大渗透性和接合压力可以缩短时间，增大黏度可以减慢响应. 陈漫等^[3]使用Abaqus软件分析多片湿式离合器接触压力，建立多片湿式离合器接合模型，结果表明，增加润滑油黏度或减小表面粗糙度会令接合扭矩上升平稳，减小摩擦副弹性模量会使响应速度变慢. 马彪等^[4]改进了平均流量模型，采用Greenwood-Tripp接触模型建立扭矩分析模型，仿真分析了摩擦副角速度和渗透参数对接合特性的影响. Li等^[5]利用仿真分析手段分析接合压力、渗透性和润滑油黏度等对接合特性的影响规律. Li等^[6]建立考虑表面粗糙度、应变和摩擦材料渗透性等因素后的湿式离合器接合过程温度变化和扭矩特性模型. 胡宏伟等^[7]利用有限元软件建立湿式离合器温度分析模型，获得了接合过程的温度变化规律，高温部分集中在外径附近，靠近外径处温度有所下降.

综上可知，目前针对湿式离合器的研究主要集中在数值仿真研究，且数值研究模型多忽略表面沟槽的影响和温度效应的简化模型，因此，针对考虑沟槽、温度效应和多种工况参数的综合分析模型尚需进一步研究. 针对工况参数和材料特性对湿式离合器接合特性影响规律的试验研究可以为数值分析进一步提供依据.

本文采用数值分析和试验研究2种方法，针对湿式离合器接合过程进行分析. 建立基于KE粗糙接触模型和传热特性并考虑表面沟槽的湿式离合器接合特性综合模型；针对接合压力、润滑油温度、相对速度、渗透性和表面沟槽等多种工况参数和材料特性进行相关试验，综合分析这些影响因素对接合特性的影响规律，为湿式离合器设计提供了一种数值研究方法和试验数据支撑.

建立单个摩擦副分析模型，如图1所示. 湿式离合器主要包括摩擦片、对偶钢片和压盘等，动力输入至内毂带动与之通过花键连接的摩擦片转动；接合时，由伺服加压系统控制压盘使对偶钢片转动直至摩擦片与对偶钢片转速同步. 其中，润滑油通过动力输入轴从摩擦副内径注入，从外毂出口流出摩擦副.

在湿式离合器接合过程中，润滑油膜厚度逐渐减小，油膜厚度的变化规律对应接合过程的不同阶段，因此须考察油膜厚度的变化规律. 由于油膜厚度相对于摩擦副尺寸较小，可以用圆柱坐标系下的雷诺方程^[8]求解：

(1) $ \begin{split} & \frac{1}{r}\frac{\partial }{{\partial r}}\left( {r\frac{{{\phi _r}{h^3}}}{\mu }\frac{{\partial p}}{{\partial r}}} \right) + \frac{1}{{{r^2}}}\frac{\partial }{{\partial \theta }}\left( {\frac{{{\phi _\theta }{h^3}}}{\mu }\frac{{\partial p}}{{\partial \theta }}} \right) = \\ & \qquad - 6\omega \left( {\frac{{\partial \overline {{h_{\rm{T}}}} }}{{\partial \theta }} + \sigma \frac{{\partial {\phi _{\rm{s}}}}}{{\partial \theta }}} \right) + 12\frac{{\partial \overline {{h_{\rm{T}}}} }}{{\partial t}}. \end{split} $

式中： $\overline {{h_{\rm{T}}}} $为平均油膜厚度^[9]（见图2）， $\mu $为润滑油动力黏度， $r$、 $\theta$ 为圆柱坐标系径向与周向坐标， $h$为油膜厚度， $p$为油膜压力， ${\phi _r}$、 $ {\phi _\theta }$分别为径向、周向压力流动因子， ${\phi _{\rm{s}}}$为剪切流动因子，t为接合时间， $\sigma $为粗糙度均方值.

局部油膜厚度可以定义为

(2) $ {h_{\rm{T}}} = h + \sigma . $

平均油膜厚度可以定义为

(3) $ \overline {{h_{\rm{T}}}} = \int_{ - h}^\infty {\left( {h + \sigma } \right)} f\left( \sigma \right){\rm{d}}\sigma . $

式中： $f\left( \sigma \right)$为粗糙度概率密度函数.

根据摩擦副的对称性几何特征和相关假设，可以得到简化修正雷诺方程^[10]：

(4) $ \frac{{\partial h}}{{\partial t}} = \frac{{\phi \left( h \right){h^3}}}{{12\mu g\left( h \right)}}\left[ {\left( {1 + 3\eta + \frac{{12{k_{{\rm{per}}}}d}}{{{h^3}}}} \right)\frac{1}{r}\frac{\partial }{{\partial r}}\left( {r\frac{{\partial p}}{{\partial r}}} \right)} \right]. $

式中： ${k_{{\rm{per}}}}$为渗透系数， $d$为摩擦衬层厚度， $\phi \left( h \right)$为流动因子^[10]， $g\left( h \right)$为表面粗糙度参数， $\eta $为Beavar和Joseph因子^[11]. $\phi \left( h \right)$和 $g\left( h \right)$的表达式如下：

(5) $ \phi \left( h \right) = 1 - 0.9\exp\; \left( { - 0.56{h}/{\sigma }} \right), $

(6) $ g\left( h \right) = \left[ {1 + {\rm{erf}}\left( {h}\Big/{{{\left(\sqrt 2 \sigma \right) }}} \right)} \right]\Big/2. $

油膜厚度的变化式为

(7) $ \frac{{\partial h}}{{\partial t}} = \frac{{\phi \left( h \right){h^3}}}{{12\mu g\left( h \right)}}\left[ {\left( {1 + 3\eta + \frac{{12{k_{{\rm{per}}}}d}}{{{h^3}}}} \right)\frac{1}{r}\frac{\partial }{{\partial r}}\left( {r\frac{{\partial p}}{{\partial r}}} \right)} \right]. $

式（7）是二阶变系数非齐次微分方程，可以先求取其齐次方程的通解表达式：

(8) $ {P_1}\left( r \right) = {C_1}\ln r + {C_2}. $

式中： ${C_1}$和 ${C_2}$为待定常数， ${P_1}\left( r \right)$为齐次方程的通解形式. 利用常数变易法的相关公式，可以求出非齐次方程的特解形式：

(9) $ \overline P \left( r \right) = \frac{1}{4}{\left[ {\frac{{\phi \left( h \right){h^3}}}{{12\mu g\left( h \right)}}\left( {1 + 3\eta + \frac{{12{k_{{\rm{per}}}}d}}{{{h^3}}}} \right)} \right]^{ - 1}}\frac{{\partial h}}{{\partial t}}{r^2}. $

式中： $\overline P \left( r \right)$为特解形式部分，根据非齐次方程解的结构可知，其二阶变系数非齐次微分方程解为

(10) $ P\left( r \right) = {P_1}\left( r \right) + \overline P \left( r \right). $

利用以下边界条件，可以求出 ${C_1}$ 和 ${C_2}$ 2个待定常数：

(11) $ P\left( {r = {R_{\rm{i}}}} \right) = 0,\;P\left( {r = {R_{\rm{o}}}} \right) = 0. $

化简后可得，式(7)的通解为

(12) $ \begin{split} P\left( r \right) = & {\left[ {\frac{1}{{g\left( h \right)}}\frac{{\phi \left( h \right){h^3}}}{{12\mu }}\left( {1 + 3\eta \left( h \right) + \frac{{12{k_{{\rm{per}}}}d}}{{{h^3}}}} \right)} \right]^{ - 1}}\times \\ & \frac{{{\rm{d}}h}}{{{\rm{d}}t}}\frac{1}{4}\left[ {{r^2} + \left( {R_{\rm{o}}^2 - R_{\rm{i}}^2} \right)\frac{{\ln \left( {{R_{\rm{o}}}/r} \right)}}{{\ln \left( {{R_{\rm{o}}}/{R_{\rm{i}}}} \right)}} - R_{\rm{o}}^2} \right]. \end{split} $

式中： ${R_{\rm{i}}}$为摩擦片内径， ${R_{\rm{o}}}$为摩擦片外径.

将式(12)变换形式并结合式(7)，可以求得油膜厚度表达式：

(13) $\begin{split} & \frac{{{\rm{d}}h}}{{{\rm{d}}t}} = \left[ {\frac{{4\phi \left( h \right){h^3}}}{{g\left( h \right)}}\left( {1 + 3\eta + \frac{{12{k_{{\rm{per}}}}d}}{{{h^3}}}} \right)} \right] \times \\ & \left\{ {{{12\mu \left[ \begin{gathered} {r^2} + \left( {R_{\rm{o}}^2 - R_{\rm{i}}^2} \right)\frac{{\ln \left( {{R_{\rm{o}}}/r} \right)}}{{\ln \left( {{R_{\rm{o}}}/{R_{\rm{i}}}} \right)}} - R_{\rm{o}}^2 \\ \end{gathered} \right]}}} \right\}^{-1} \times\\ &\left( \begin{gathered} {F_{{\rm{app}}}} - {A_{\rm{n}}}{p_{\rm{c}}}\left( h \right) \\ \end{gathered} \right). \end{split} $

式中： ${p_{\rm{c}}}\left( h \right)$为平均粗糙接触压力， ${F_{{\rm{app}}}}$为接合压力， ${A_{\rm{n}}}$为名义接合面积.

湿式离合器在接合过程中，由油膜和粗糙接触共同提供支撑力，接合过程不同阶段两者会有不同的比例；因此，接合扭矩是由油膜剪切力和粗糙峰接触扭矩组成. 传统的GW模型^[12-14]主要用于分析弹性接触模型，如金属接触，由于湿式离合器摩擦材料相对质地较软，在接合过程中同时存在弹、塑性变形，且弹塑性变形随着粗糙峰高度变化而变化. 本文基于Kogut 和Etsion的模型^[15]（见图3）进行分析讨论，该模型的主要思路是利用有限单元法定量分析粗糙峰和刚性表面模型的变形状态. 粗糙接触表面和粗糙接触压力可以通过油膜厚度变化，利用KE模型求解得到.

为了分析应变状态和接触面积，弹性指数定义为

(14) $ \psi {\rm{ = }}\frac{{2E}}{{\text{π} KH}}\sqrt {\frac{{{\sigma _{\rm{s}}}}}{\beta }} . $

式中： $E$为综合弹性模量，定义为

(15) $ \frac{1}{E} = \frac{{1 - \nu _1^2}}{{{E_1}}} + \frac{{1 - \nu _2^2}}{{{E_2}}}, $

其中 ${E_1}$和 ${E_2}$分别为摩擦材料和钢片的弹性模量，v₁和v₂分别为摩擦材料和钢片的泊松比； $K$为刚性系数，是0.454+0.41 $\nu $； $H$为软材料的硬度； ${\sigma _{\rm{s}}}$为钢片的粗糙峰高度标准差； $\beta $为表面粗糙度系数.

利用KE模型，可以求得接合过程中接触面积的变化表达式如下：

(16) $ \begin{split} {A_{\rm{c}}} =& \text{π} \beta {\omega _{\rm{c}}} \bigg[ \int_d^{h - {y_{\rm{s}}} + {\omega _{\rm{c}}}} {{I^1} + 0.93} \int_{h - {y_{\rm{s}}} + {\omega _{\rm{c}}}}^{h - {y_{\rm{s}}} + 6{\omega _{\rm{c}}}} {{I^{1.136}}} + \\ & 0.94\int_{h - {y_{\rm{s}}} + 6{\omega _{\rm{c}}}}^{h - {y_{\rm{s}}} + 110{\omega _{\rm{c}}}} {{I^{1.146}} + 2\int_{h - {y_{\rm{s}}} + 110{\omega _{\rm{c}}}}^\infty {{I^1}} }\bigg] . \end{split} $

式中：等号右侧4项积分表达式随着油膜厚度的变化而变化，表示弹性和塑性应变在接合过程中的不同比例，依次为1、0.93、0.94和2； ${\omega _{\rm{c}}}$为塑性变形临界点； ${y_{\rm{s}}}$为油膜厚度和粗糙峰高度离散值之差.

式(16)中的 ${I^\alpha }$项可以表达成如下统一格式：

(17) $ {I^\alpha } = {\left( {\frac{{c - u}}{{{\omega _{\rm{c}}}}}} \right)^\alpha }{\phi ^*}\left( {{c^*}} \right){\rm{d}}{c^*}. $

式中： $c$为粗糙峰距粗糙峰高度均值， $u$为粗糙峰高度离散值^[6].

${p_{\rm{c}}}$可以通过下式进行求解：

(18) $ {p_{\rm{c}}} = E{{{A_{\rm{c}}}}}/{{{A_{\rm{n}}}}}. $

根据式(18)，可以求出由粗糙接触产生的扭矩：

(19) $ {{T}_{{\rm{c}}}}=f\iint\limits{{{r}^{2}}{{p}_{{\rm{c}}}}{\rm{d}}A_{{\rm{c}}}^{'}}. $

摩擦系数随转速的变化规律根据试验结果可以拟合成如下表达式：

(20) $ {f_{\rm{c}}} = 0.13 - 0.008\ln {{\omega _{\rm{rel}}}}. $

考虑摩擦片表面的沟槽情况，考虑沟槽后的接触面积为

(21) $ A_{{\rm{c}}}^{'}=\delta {{A}_{{\rm{c}}}}. $

式中： $\delta $为沟槽占比.

摩擦片表面通常有各种形式的沟槽^[16-18]以使润滑油液快速流出摩擦副间隙（见图4），同时带走接合过程产生的热量；以径向沟槽为例，建立径向沟槽的参数化表达式，分析沟槽对接合特性的影响规律，径向沟槽对油膜厚度的影响可以简化成如下形式：

(22) $ \left. {\begin{array}{*{20}{c}} {{h_0},r\left| {\theta - {\theta _k}} \right| < {B}/{2},\;r\left| {\theta - {\theta _{k - 1}}} \right| < {B}/{2}}; \\ {{h_1},r\left| {\theta - {\theta _k}} \right| \geqslant {B}/{2},\;r\left| {\theta - {\theta _{k - 1}}} \right| < {B}/{2}}; \\ {{h_1} = {h_0} + {h_{\rm{g}}}} . \end{array}} \right\} $

式中： ${h_0}$为油膜间隙， ${h_{\rm{g}}}$为沟槽深度， $B$为沟槽宽度， ${\theta _{k - 1}}$和 ${\theta _k}$分别为第 $k - 1$和 $k$个沟槽的角度.

(23) $L = ({{2 {\text{π}} }}/{n}) \; {R_{\rm{i}}},\;k = {\rm{ceil}}\,\, \left( {{{\theta {R_{\rm{i}}}}}/{L}} \right). $

式中： $n$为沟槽数量.

(24) $ \left. {\begin{array}{*{20}{c}} {{\theta _{k - 1}} = \left( {k - 1} \right)({{2{\text{π}} }}/n}), \\ {{\theta _k} = k({{2 {\text{π}} }}/n),\;\beta = 2\arccos \,\,({B}/{{(2{R_{\rm{i}}})}}}). \end{array}} \right\} $

式中： $k - 1$和 $k$为沟槽初始角度离散序列，仿真参数如表1、2所示. 表中，σ_f为摩擦材料的粗糙峰高度标准差.

在实际工况中，离合器接合过程会产生大量热量，因此在接合模型中需要考虑温度效应^[19-22]. 首先求解热流密度，由于热流密度由油膜剪切力和粗糙峰接触产生，可以由下式求解得到：

(25) $ q\left( {r,t} \right) = \left[ \begin{gathered} \left( {{\phi _{\rm{f}}} - {\phi _{{\rm{fs}}}}} \right)\frac{{{r^2}\mu \left( t \right){\omega _{{\rm{rel}}}}\left( t \right)}}{{h\left( t \right)}} + {f_{\rm{c}}}r{p_{\rm{c}}}\left( t \right) \end{gathered} \right]{\omega _{{\rm{rel}}}}\left( t \right). $

式中： $q$为热流密度， ${\phi _{\rm{f}}}$和 ${\phi _{{\rm{fs}}}}$为流量因子， ${\omega _{{\rm{rel}}}}\left( t \right)$为相对转速.

考虑摩擦片和钢片的热物性参数不同，两者的热流密度可以通过下式进行求解：

(26) $ \gamma = \frac{{{q_{\rm{l}}}\left( {r,t} \right)}}{{{q_{\rm{s}}}\left( {r,t} \right)}} = {\left( {\frac{{{k_{\rm{l}}}{\rho _{\rm{l}}}{c_{\rm{l}}}}}{{{k_{\rm{s}}}{\rho _{\rm{s}}}{c_{\rm{s}}}}}} \right)^{0.5}}. $

式中： $\gamma $为热流密度比， ${q_{\rm{l}}}$、 ${q_{\rm{s}}}$分别为摩擦片和对偶钢片的热流密度.

由于摩擦副间的热传导过程复杂，为了简化分析，建立一维瞬态热传导方程：

(27) $ {\rho _{{\rm{s,l,c}}}}{c_{{\rm{s,l,c}}}}\frac{{{\rm{d}}{T_{{\rm{s,l,c}}}}}}{{{\rm{d}}t}} = {k_{{\rm{s,l,c}}}}\left( \begin{gathered} \frac{1}{r}\frac{{{\rm{d}}{T_{{\rm{s,l,c}}}}}}{{{\rm{d}}t}} + \frac{{{{\rm{d}}^2}{T_{{\rm{s,l,c}}}}}}{{{\rm{d}}{r^2}}} \end{gathered} \right). $

式中： ${\rm{s}}$、 ${\rm{l}}$和 ${\rm{c}}$分别表示对偶钢片、摩擦材料和摩擦芯板. 在润滑油和被试件接触面存在强制热传导，如下所示：

(28) $ \rho cQ\frac{{{\rm{d}}{T_0}}}{{{\rm{d}}t}} = 2{\text{π}} {r_{\rm{p}}}{h_{\rm{f}}}\left[ {\left( {{T_{\rm{s}}} - {T_0}} \right) + \left( {{T_{\rm{l}}} - {T_0}} \right)} \right]. $

热传导方程的边界条件如下：

(29) $ \frac{{{\rm{d}}{T_{{\rm{s,f,c}}}}}}{{{\rm{d}}t}} = \frac{1}{{{\rho _{{\rm{s,f,c}}}}{c_{{\rm{s,f,c}}}}}}\left( {{T_{{\rm{in}}}} - {T_\infty }} \right);\;r = {R_{\rm{i}}}. $

式中： ${T_{{\rm{in}}}}$为润滑油入口油温，为常数.

根据文献[18]可知，热对流系数可以通过下式求解：

(30) $ {h_{\rm{f}}} = {Nu}{k_{\rm{f}}}{\left( {{{{\omega _{{\rm{rel}}}}}}/{\mu }} \right)^{0.5}}. $

式中： ${Nu}$为努塞尔数， ${k_{\rm{f}}}$为热传导系数.

根据下式可以求解接合过程中的黏度变化：

(31) $ {\lg } \,\, {\lg }\;\left( {\frac{\mu }{\rho } \times {{10}^6}} \right) = A - B{\lg}\left( {{T_0} + 273} \right). $

式中： $\mu $为运动黏度；A、B分别为润滑油黏温特性曲线中的2个常数，分别为7.571、2.958.

如图5所示为摩擦片表面某点位置试验过程中的温度变化曲线. 如图6所示为靠近内径处仿真润滑油温升结果. 图中， $\Delta T$ 为温升，r为半径，t为时间.

在最外侧（靠近压盘位置）的对偶钢片表面打盲孔直至盲孔底部靠近其与摩擦片的接触表面. 在压盘表面对应对偶钢片打孔安装红外温度传感器探头，探头测得盲孔底部温度即可近似为摩擦接触表面温度. 如图7所示，温度曲线1和2分别为靠近内径处和靠近外径处温升曲线，靠近外径处线速度较大，温升明显大于靠近内径处.

综上分析可知，湿式离合器接合扭矩主要包括2部分：一部分由油膜剪切力形成的剪切黏性扭矩 ${T_{\rm{v}}}$，一部分由粗糙峰接触产生的粗糙扭矩 ${T_{\rm{c}}}$^[23-25].

(32) $ T{\rm{ = }}{T_{\rm{c}}} + {T_{\rm{v}}} = I\frac{{{\rm{d}}{\omega _{{\rm{rel}}}}}}{{{\rm{d}}t}}. $

其中，油膜剪切黏性扭矩可以通过表面积分求得：

(33) $ {T_{\rm{v}}} = \mu \left( {{\phi _{\rm{f}}} + {\phi _{{\rm{fs}}}}} \right)\iint_{\overline {{A_{\rm{n}}}} } {\frac{{{r^2}{\omega _{{\rm{rel}}}}}}{h}}{\rm{d}}\overline {{A_{\rm{n}}}} . $

式中： ${\phi _{\rm{f}}}$和 ${\phi _{{\rm{fs}}}}$为由Patir等^[9]提出的流量因子，且与油膜厚度和粗糙峰高度有关； ${\phi _{\rm{f}}}$为压力流量因子； ${\phi _{{\rm{fs}}}}$为剪切流量因子^[26-28]；

(34) $ {\rm{d}}{\overline A _{\rm{n}}} = {\rm{d}}{\overline A _{{\rm{n1}}}} + {\rm{d}}{\overline A _{{\rm{n2}}}}. $

其中， ${\rm{d}}{\overline A _{{\rm{n1}}}}$和 ${\rm{d}}{\overline A _{{\rm{n2}}}}$分别为沟槽区和非沟槽区的求解域.

(35) $ \begin{split} & {\phi _{\rm{f}}} = \frac{{35}}{{32}}z\left[ {{{\left( {1 - {z^2}} \right)}^3}\ln \frac{{1 + z}}{{{\varepsilon ^*}}}} \right] + \frac{{35}}{{32}}z \cdot \frac{1}{{60}} \times \\ & \{ { - 55 \!+\! z} [ {132 + z( \begin{gathered} 345 + z( \begin{gathered} - 160 \!+\! z( \begin{gathered} - 405 \!+\! z( {60 \!+\! 147z} ) \end{gathered} ) \end{gathered} ) \end{gathered} )]} \}. \end{split} $

当 $h/\sigma \leqslant 3$时，

(36) $ {\phi _{\rm{f}}} = \frac{{35}}{{32}}z\left( \begin{gathered} {\left( {1 - {z^2}} \right)^3}\ln \frac{{z + 1}}{{z - 1}} + \frac{z}{{15}}\left[ {66 + {z^2}\left( {30{z^2} - 80} \right)} \right] \end{gathered} \right). $

当 $h/\sigma > 3$时，

(37) $ z = {h}/{{(3\sigma)}},\;{\varepsilon ^*} = {\varepsilon }/{{(3\sigma) }}. $

剪切流量因子可以通过下式求解：

(38) $ {\phi _{{\rm{fs}}}} = 9.8{\left( {{h}/{\sigma }} \right)^{2.25}}\exp \left[ { - 2.9\left( {{h}/{\sigma }} \right) + 0.18{{\left( {{h}/{\sigma }} \right)}^2}} \right]. $

由此，接合扭矩综合数值模型可以表达为

(39) $ T=f\iint\limits_{\overline{{{A}_{{\rm{c}}}}}}{{{r}^{2}}{{p}_{{\rm{c}}}}{\rm{d}}A_{{\rm{c}}}^{'}}+\mu \left( t \right)\left( {{\phi }_{{\rm{f}}}}+{{\phi }_{{\rm{fs}}}} \right)\iint_{\overline{{{A}_{{\rm{n}}}}}}{\frac{{{r}^{2}}{{\omega }_{{\rm{rel}}}}}{h}}{\rm{d}}\overline{{{A}_{{\rm{n}}}}}. $

如图8、9所示，试验台主体由动力系统、伺服加压系统、润滑冷却系统、试验箱、模拟惯量系统等组成. 动力系统主要由动力电机提供动力，内外毂可以独立控制，调速范围为0~6 000 r/min；伺服加压系统选用力和位移双闭环控制，位移控制精度可以达到0.02 mm，压力控制精度可以达到1% FS (full scale，全量程)；模拟惯量系统用于模拟实际车辆运动惯量，总惯量为10 J·m². 扭矩仪用于测量接合过程中的扭矩变化曲线，润滑冷却系统主要为被试件提供润滑，流量可以从0到60 L/min连续调节，控制精度为0.02 L/min.

液压系统循环回路如图9、10所示，主要经由变频供油泵和加热器，为湿式离合器提供一定流量、一定油温的润滑冷却油液. 从内毂注油孔进入，从外毂出油孔流至回油箱.

试验研究采用控制变量法，依次考察接合压力、相对速度、渗透性和沟槽等变量的影响规律. 伺服加压系统具有力和位移双闭环控制功能，采用位移控制直至接触到被试件且压力反馈达到一定值50 N后（判定接触）退回5 mm位移等待并切换至压力控制；动力系统将动力经由模拟惯量系统传至试验箱内毂，内毂连接摩擦片带动摩擦片转动直到转速目标值，脱开模拟惯量系统；同时，伺服加压系统开始压力控制直到目标值，待对偶钢片转速和摩擦片转速一致时，完成一次接合循环.

结合数值计算与试验结果，针对接合压力、润滑油温度、相对速度、渗透性和沟槽等影响因素对接合特性的影响进行分析.

为了考察接合压力对接合特性的影响规律，设定1.1、1.3和1.5 MPa 3个稳定接合压力 $p{'_{\rm{s}}} $进行对比. 如图11所示为试验过程中3个接合压力p'的曲线. 接合压力曲线分为两段：一段为空行程段，另一段为实际接触段.

如图12、13所示为仿真与试验结果. 图中，T为接合扭矩，n为相对转速. 可以看出，当 $p{'_{\rm{s}}} $=1.5 MPa时，接合完成瞬间的扭矩峰值和接合过程平稳扭矩明显高于压力为1.3和1.1 MPa时的接合扭矩，即接合完成瞬间的扭矩峰值和接合过程平稳扭矩随着接合压力的增大而增大，且1.1、1.3和1.5 MPa时的接合时间分别约为0.52、0.45和0.41 s，呈现明显的递减趋势. 由此可见，接合压力越大，接合扭矩越大，响应越快，接合时间越短.

为了考察接合压力变化趋势对接合特性的影响规律，设定不同PID控制器参数进行考察分析. 为避免压力控制超调对设备造成影响，特将压力设置为较小值. 从图14可以看出，当接合压力超调量过大时，接合扭矩的变化趋势与接合压力基本一致，产生较大的超调量. 由此可以看出，接触瞬间扭矩波动峰值与接合压力的变化趋势有较大关系，因此，须控制接合压力的超调量以减小扭矩波动幅值. 此外，选用动静摩擦系数差值较小的试验件，从图14可以看出，接合完成瞬间的扭矩波动幅值较小. 针对接合完成瞬间扭矩波动幅值的预测，数值模型须进行进一步的改进.

为了考察接合压力与接合扭矩的变化趋势，开展不同接合压力条件下的接合试验. 从图15可以看出，接合压力和接合扭矩的关系几乎为线性关系.

为了考察不同润滑油温度对接合特性的影响，选用在65、50和35 °C共3种润滑油温度下进行接合试验. 如图16、17所示，油温升高使压盘接触瞬间的扭矩上升速度降低，这是由于接合初始挤压阶段扭矩幅值主要取决于油膜剪切黏性扭矩，润滑油温升高使得黏度降低造成接合扭矩降低. 在进入接触阶段后，不同油温下接合扭矩峰值和接合完成瞬间的扭矩抖动幅值几乎不变，主要是由于接合扭矩主要由粗糙接触扭矩提供，因此润滑油温主要影响接合挤压阶段的剪切黏性扭矩，使接合响应变缓，接合时间增长，但在接触阶段，接合平稳扭矩幅值和扭矩波动幅值几乎一致.

为了考察相对转速对接合扭矩特性的影响规律，选取1 500、2 000、2 500 r/min不同初始转速n₀进行仿真，同时选用1 500、1 600、1 800、2 000和2 500 r/min进行对比试验；保证试验过程稳定接合压力保持一致，如图18所示. 为了减小接合压力超调量对接合扭矩的影响规律，一方面合理设置压力控制PI参数；另一方面，将接合压力分为2个阶段，第一阶段是空行程阶段，超调量较明显，待接触试验件后进入接触阶段，压力超调较小，且压力较平稳.

如图19、20所示分别为不同转速下一个接合循环的仿真与试验曲线. 从仿真试验曲线可以看出接触扭矩、黏性扭矩和总接合扭矩的变化趋势，黏性扭矩主要在初始挤压阶段较大，在接触阶段逐渐减小，由粗糙接触扭矩占主要部分.

此外，可以发现，转速越高，接合时间越长，但相对转速对接合扭矩幅值几乎没有影响，且从试验结果来看，在接合完成瞬间的扭矩波动幅值几乎没有受到影响；转速下降斜率近似一致，由此可以判断相同条件下，在一定转速范围内，接合时间与接合转速近似成比例关系.

图21中，W为瞬时滑摩功率. 可以看出，初始转速越高，瞬时滑摩功率在整个接合循环过程中越大，在接合第一阶段，瞬时滑摩功率急剧增大，这是由于油膜厚度迅速下降，导致粗糙峰接触面积迅速增大，由粗糙接触产生的粗糙扭矩较大，同时，由于在接合开始阶段，离合器主动摩擦片和对偶钢片的相对转速处于一个高位点，此时瞬时滑摩功率出现极大值点. 瞬时滑摩功率在接合扭矩平稳阶段，由于转速近似于斜坡下降趋势导致瞬时滑摩功率在出现滑摩功率极值点后，处于近似斜坡下降的趋势. 瞬时滑摩功率极值点对于湿式离合器的设计具有一定的参考价值.

由于摩擦材料不同，摩擦片表面材料的渗透性不同，如图22所示为不同渗透性下的油膜厚度变化曲线. 图中，h为无量纲油膜厚度. 可以看出，表面渗透性越高，在一个接合循环过程中的各个阶段油膜减小速度越快，这是由于渗透性越好，使得更多油液浸入表面，油膜厚度下降较快. 试验结果与Li 等^[5]的结果趋势一致.

如图23、24所示为不同渗透性参数下的仿真与试验接合特性曲线. 可以看出，渗透性好的摩擦材料由于油膜厚度减小较快，使得粗糙峰接触面积增大，接合扭矩相对较大，接合响应速度变快，接合时间变短. 由于粗糙接触扭矩在接触阶段占据接合扭矩的主导成分，接合过程平稳扭矩及扭矩抖动值相差不明显.

选用0.000 3和0.000 4 m 两种不同沟槽宽度的摩擦片进行试验，考察沟槽宽度对接合扭矩的影响规律.

根据图25、26所示的仿真与试验结果可以看出，沟槽宽度越大，接合扭矩的幅值越小，接合时间越长，这是由于接合有效面积减小造成的. 从图26所示的试验结果可以看出，沟槽宽度小的转速下降趋势比沟槽宽度大的明显.

此外，开展了有沟槽和无沟槽2种摩擦片定间隙下的对比试验，此时接合扭矩仅由油膜剪切力形成的黏性扭矩组成. 图27中，T_v0为初始油膜厚度h₀下的黏性扭矩. 从图27可以看出，含有沟槽的湿式离合器^[29]由油膜剪切力形成的黏性扭矩明显减小，即若沟槽深度加大，则会引起油膜剪切力造成的黏性扭矩降低，导致总的接合扭矩减小. 初始油膜厚度对接合开始阶段的油膜剪切扭矩影响较大，初始油膜厚度越大，油膜剪切扭矩越小.

（1）接合压力越大，接合扭矩越大，响应越快，接合时间越短，接触瞬间扭矩波动峰值与接合压力的变化趋势有较大关系，因此须控制接合压力的超调量以减小扭矩波动幅值，保证接合品质.

（2）油温升高使得压盘接触瞬间的扭矩上升速度降低，黏度降低造成接合扭矩降低，但对扭矩峰值和扭矩波动的影响较小.

（3）在相同条件下，转速越高，接合时间越长，瞬时滑摩功率越大.

（4）表面渗透性越高，油膜厚度下降越快，接合响应速度越快，接合时间越短.

（5）沟槽宽度越大，接合扭矩的幅值越小，接合时间越长，初始油膜厚度越大，接合初始挤压阶段的油膜剪切黏性扭矩越小.

本文针对含沟槽湿式离合器，建立考虑表面沟槽参数、温度效应和表面粗糙接触的接合特性综合分析模型，结合试验研究分析工况参数及材料特性对接合特性的影响，为优化设计提供了一种理论方法和试验数据支撑. 后续将研究多种复杂形式表面沟槽的影响，进一步提高理论模型的通用性.