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热效应传感器
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在等式（3）中，P’是最大允许制动压力（乘用车8MPa）和K0＝2.9×10-7M3。图13和14分别显示了活塞和指垫处的测量和预测静态接触压力分布。可以看出，预测的最高接触压力（红色）的大多数位置位于制动片的外部区域，这些位置与图13所示的测量数据几乎相同。还可以看到，随着制动持续时间接近80分钟（如图15所示），接触区域增加。从图中可以预测，两个制动片的初始接触面积约为7.0e-4m2，然后在制动持续时间的最后阶段预测为2.9e-3m2。增加了四倍多。 由于磨损过程，通过有限元分析发现，制动片的表面轮廓在磨损80分钟后变得更光滑，如图16（a）和16（b）所示。结果，制动片的较大区域与制动盘表面接触，如图13和14所示。图16中的图形是形成焊盘圆周中心线的节点的轴向坐标。结果表明，在制动应用的早期阶段，即在10—20分钟内，与新的（未磨损）制动垫相比，轴向坐标总体上略有改变。完成了80分钟的制动后，表面高度似乎趋于平稳，因此意味着一些初始粗糙的补丁已经磨损，形成了更平滑的补丁。 图13。测量的接触压力分布：活塞垫（左）和指垫（右），单位为兆帕。图的顶端是最前沿。 图14。预测接触压力分布：活塞垫（左）和指垫（右），单位为帕斯卡。图的顶端是最前沿。 图15。不同制动应用的预计接触面积。 图16。由于磨损而预测的表面轮廓。 热效应 在盘式制动系统中，制动片被压在制动盘上以产生摩擦，从而使车辆减速。一旦发生摩擦，就会在系统中产生大量的热量。因此，热效应应该是最重要的方面之一，这可能会影响尖叫声的产生在一个盘式制动系统。由于热传导现象的复杂性和数值模拟的难度，以往对盘式制动器尖叫声的研究大多忽略了热效应。然而，过去有一些研究人员为了研究制动器的尖叫声以外的目的而研究制动器的热特性。Day和Newcomb（1984）研究了摩擦产生的热量从接触界面耗散。Brooks等人（1993）利用热机械有限元模型研究了制动抖动现象。Kao等人（1994）研究了盘式制动系统的热弹性不稳定性。Qi等人（2004）研究了摩擦界面处的温度分布。最近，Triches等人（2008）和Hassan等人（2008）将热效应纳入复特征值分析，以研究盘式制动器总成的不稳定性。 热效应有两个方面，即热变形和材料性能的温度依赖性。以接触为例。如果考虑热变形，则接触面积和压力分布也会发生变化。如前所述，本工作考虑了热变形效应，并在基线模型中进行了热分析。因此，它要求同时使用具有温度和位移自由度的元件。在基本的盘式制动器有限元模型中，将盘式制动器和制动片单元分别与C3D6（实体三维6节点单元）和C3D8（实体三维8节点单元）啮合。这些元件现在被包括温度自由度的C3D6T和C3D8T所取代。但是，ABAQUS软件包对于元素类型有一个限制。具体来说，C3D8T在ABAQUS/标准版本中不可用，但在ABAQUS/显式版本中可用。有两种方法可以解决这个问题：要么使用ABAQUS/标准版（允许进行热分析）中可用的元素创建一个新的有限元模型，要么使用ABAQUS/显式版本。前一种方法被认为是一项非常困难和耗时的任务。另一方面，传热是一个瞬态过程，因此温度随时间而变化。因此，ABAQUS/显式动态瞬态分析被认为是一种更适合模拟热载荷作用下尖叫声产生的分析方法，因此采用了后一种方法。 为了确定介质中的温度分布，需要求解适当形式的传热方程。然而，这种解决方案取决于
 
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