航空花鍵研究綜述*

王永亮，趙 廣，孫緒聰，李盛翔

( 1. 大連海事大學輪機工程學院，大連 116026;2. 大連理工大學能源與動力學院，大連 116024 )

多數(shù)旋轉(zhuǎn)機械由驅(qū)動機械和被驅(qū)動機械組成，中間通過各種聯(lián)軸器傳遞扭矩。聯(lián)軸器的種類很多, 和其他聯(lián)軸器相比，套齒/花鍵聯(lián)軸器具有接觸面積大、承載能力高、定心和導向性能好、可靠性高，同時可以補償扭矩傳遞誤差等優(yōu)點。因此廣泛應用于傳遞較大轉(zhuǎn)矩和定心精度要求高的連接。

而在航空器中，為了減輕發(fā)動機重量，提高推重比，提高傳動安全性和可靠性，要求聯(lián)軸器具有重量輕、低懸臂力矩、高速及高速下的高平衡潛力、可接受離心應力以及良好的不對中補償能力等特點。而只有航空花鍵滿足這種苛刻的要求，航空花鍵結(jié)構緊湊、易于安裝，鍵槽淺、應力集中小，對軸和轂的強度削弱小，且更容易補償安裝誤差和不對中，單位重量或每英寸直徑可以傳輸更多的功率，即使在失敗時也不會導致碎片脫落，可以在腐蝕條件下比其他聯(lián)軸器工作更長的時間。正是由于這些特點決定了花鍵在航空附件傳動系統(tǒng)中占有不可替代的地位，例如每臺美國A-4天鷹攻擊機就有174處花鍵連接，至今為止還沒有任何一種比花鍵更優(yōu)越的聯(lián)軸器能得到軍工標準的如此認可[1]。

然而航空花鍵運行在多種工況下，除了承受復雜環(huán)境載荷外，還承受離心力、恒定扭矩、周期性扭矩、附加循環(huán)扭力、短暫峰值扭矩、沖擊扭矩、不對中負載、共振等機械載荷[2]。

據(jù)美國海軍飛機維護庫數(shù)據(jù)調(diào)查顯示，40%固定翼飛機和70%旋轉(zhuǎn)翼飛機存在花鍵連接問題，主要是不對中磨損問題；齒滑移速度與嚙合不對中角度和轉(zhuǎn)速直接成正比，高速驅(qū)動的不對中必須保持在可接受的最小滑移速度范圍內(nèi)。由于存在各種因素導致的不對中，花鍵在實際工作中只有25%～50%的齒參與嚙合。

在國際上，很多學者對花鍵的潤滑、磨損、不對中和振動開展了大量的研究工作，這些研究多集中于航空領域。本文在大量查閱文獻的基礎上，總結(jié)國內(nèi)外航空花鍵數(shù)十年的研究進展，從航空花鍵的失效、潤滑、振動、磨損、不對中、轉(zhuǎn)子動力學、試驗研究等方面開展詳細的調(diào)研分析和歸納總結(jié)。

1 花鍵失效的原因

花鍵驅(qū)動懸臂安裝在航空發(fā)動機附件傳動系統(tǒng)中，其失效主要源于振動、材料、潤滑、不對中、表面不潔凈等導致的各種磨損、損傷或表面應力過大，其次還可能為超載或疲勞引起的斷裂。更為糟糕的是由于空間狹小和設計等原因?qū)е碌牟豢山咏裕ㄦI檢修和更換困難，更換成本昂貴。

在20世紀70年代，美國海軍戰(zhàn)斗機維護庫對航空花鍵開展了廣泛而深入的研究。當時的調(diào)查研究表明，大部分花鍵達不到理想的服役壽命：發(fā)動機驅(qū)動的附件系統(tǒng)表現(xiàn)出的平均故障間隔時間（Mean Time Between Failure, MTBF）為2000h，而花鍵通常在500h以內(nèi)出現(xiàn)故障。因此，花鍵由于磨損而規(guī)定的維護等級和軍方或商用飛行器的運行要求是有沖突的[3]。

在采用標準潤滑脂潤滑時，花鍵失效的主要形式包括：磨損、微動腐蝕、蠕動跟蹤、冷流和潤滑油分離等。而采用連續(xù)潤滑時，除了磨損和蠕動跟蹤外，還包括腐蝕磨損、聯(lián)軸器污染、刻痕和焊接等?；ㄦI常見失效故障及原因如表1所示。

表1 花鍵失效故障及原因

為了探究花鍵失效的原因，提高花鍵承載力，很多學者開展了卓有成效的研究工作。Leen等[4]針對代表性的航空發(fā)動機花鍵，采用SWT方法評估預測了存在裂紋的微動疲勞花鍵的使用壽命，結(jié)果表明加載會影響花鍵的故障模式，主循環(huán)過載彎矩會導致低周純疲勞失效，外花鍵在高彎矩位置的齒根圓角區(qū)域發(fā)生裂紋萌生。Ding等[5]通過試驗模擬了微動磨損損傷導致的裂紋，如圖1（a）所示[5]。連接齒輪箱和主油泵的30AGD03 CSD花鍵軸要求運行時間不能小于500h，但試驗中出現(xiàn)意外斷裂，除了存在部分嚙合（非均勻嚙合）運行，還存在嚴重的從一端到另一端的錐度，小端花鍵磨損更為明顯，如圖1（b）所示[1]。

Wavish等[6]對花鍵微動疲勞開展的試驗研究表明，花鍵臨界裂紋產(chǎn)生在齒邊緣，并且裂紋遵循晶內(nèi)形式，從表面遷移。Tjernberg[7]在不考慮齒根變形等理想假設基礎上推導了齒根的應力集中系數(shù)方程，有限元分析表明，花鍵應力集中在齒根，此處可能會引起疲勞裂紋，軸向負載的均勻分布可以減少負載增加而造成的應力增加，并提高齒的使用壽命。陳卓等[8]通過改變漸開線花鍵尺寸參數(shù)，對漸開線花鍵齒面壓應力、齒根彎曲應力和齒根剪切應力等承載能力進行分析，得出花鍵嚙合長度對花鍵齒面接觸強度和齒根彎曲強度的影響較大。

圖1 花鍵的裂紋與斷裂Fig.1 Crack and fracture of spline

為了提高花鍵性能，選擇合適的材料至關重要，花鍵的材料通常依賴傳遞扭矩的軸的材料，重量、成本、疲勞性能和強度極限等是選材重點考慮的因素。此外，花鍵通常通過滲碳或滲氮來增加承載能力和減少磨損[9]。而高速聯(lián)軸器需要輕巧的齒，提高硬度是減少花鍵失效的有效方法之一。由于硬化過程會產(chǎn)生變形，滲氮是優(yōu)選的硬化方法，可以將變形降到最低。滲氮不僅可增加齒的承載力，還可以降低摩擦系數(shù)，使得摩擦產(chǎn)生的熱量降低，還降低了花鍵傳遞的軸向力。

2 潤滑對花鍵磨損的影響

花鍵由于內(nèi)外齒間有較好的配合，多個齒同時接觸，在高速運轉(zhuǎn)時，聯(lián)軸器會發(fā)生三向漂移，使齒側(cè)接觸面相對滑動，齒嚙合的特點是接觸、摩擦和滑移?？紤]不對中、振動等，摩擦和發(fā)熱問題比較突出，需要可靠的潤滑[10]。

花鍵的主要潤滑方式及特點如下：脂潤滑花鍵操作簡單、易于維護、可靠性高，還具有將齒密封起來與環(huán)境隔離的特殊效果。其缺點是受工作溫度影響較大，潤滑脂保持性、連續(xù)性不佳，當潤滑脂因離心力甩出或被擠出時，會引起潤滑不暢，磨損加劇。高性能花鍵工作在很小不對中下，本身產(chǎn)生的熱量很少，其溫升主要源于被連接轉(zhuǎn)軸的熱量傳遞。目前的潤滑脂很少有能夠超過121℃工作的，正是由于這個原因，脂潤滑不適于密閉的外殼內(nèi)，其熱量難以散發(fā)[2]。噴油潤滑花鍵在高速環(huán)境下?lián)碛休^大的持續(xù)工作時間，由于潤滑油是連續(xù)流動，熱量導出快，其潤滑過程可靠，且不必擔心潤滑劑的損耗和溫升。其缺點是成本高、需要額外的管路和油站等附屬系統(tǒng)，且一旦有雜質(zhì)進入工作環(huán)境將加速花鍵磨損。無潤滑花鍵常用于結(jié)構緊湊、要求傳動系統(tǒng)質(zhì)量輕、轉(zhuǎn)速低、傳動扭矩不大、工作溫度較高場合，或用于潤滑脂無法正常工作、潔凈等特殊場合。此外，花鍵還可采用間歇性或非連續(xù)性潤滑、毛細潤滑等。

需要指出的是，雖然潤滑方式有以上規(guī)律可循，還需要根據(jù)實際結(jié)構和工作環(huán)境決定。例如美國J79-10發(fā)動機工作環(huán)境最嚴峻苛刻的30AGD03 CSD花鍵軸，如圖2所示[1]，卻采用脂潤滑：轉(zhuǎn)速4750r/min時功率45kW，驅(qū)動的齒輪箱加速度35g[1]。

圖2 右端脂潤滑的30AGD03 CSD花鍵軸Fig.2 30AGD03 CSD splined shaft with grease lubrication on the right side

花鍵的磨損過程是復雜的，可能是機械的、化學的，或二者的組合。選擇合適的花鍵潤滑劑可以在很大程度上緩解機械磨損，但如果潤滑劑不能最大限度地減少磨損碎屑的形成，磨蝕傳播將主導磨損過程，形成的氧化物硬度往往大于母體金屬本身，磨損碎屑殘留在潤滑劑中反而加劇花鍵磨損，甚至導致連接失效。試驗測試表明，花鍵應至少每運行50h進行清洗和再潤滑，最好是25h。對于航空花鍵，不僅維護成本高昂，更無法容忍的是停機時間[11]。

Weatherford等[12]試驗研究了不同潤滑成分、不同環(huán)境下花鍵磨損與力學機制的關系，潤滑脂工作環(huán)境中水分、氮、碳氫化合物對磨損率的影響，以及潤滑脂的硬度對誘導期的影響。Ku等[13]等歷時9年，對花鍵的磨損機理開展了深入的研究，重點研究了齒凸面加工、傾角不對中、潤滑、材料類型、工作溫度和表面處理等設計參數(shù)對花鍵磨損的影響，發(fā)現(xiàn)潤滑類型對磨損有重要影響，合理選擇潤滑脂可以顯著緩解磨損。航空花鍵需要較低的潤滑溫度以延長花鍵聯(lián)軸器壽命，潤滑不當導致的磨損以及疲勞腐蝕將會縮短花鍵壽命，均會帶來災難性的后果[9]。

綜上，潤滑類型、潤滑劑類別、潤滑溫度對于花鍵磨損有重要影響，需要根據(jù)花鍵的具體工作環(huán)境和工作狀態(tài)，慎重甄別。此外，還需結(jié)合花鍵的潤滑，測試分析確定合理的清潔和再潤滑周期，并科學預測花鍵壽命，確定維修和更換周期。

3 振動對花鍵磨損的影響

在有振動的機械中，螺紋連接、花鍵連接和過盈配合連接等容易發(fā)生微動磨損。微動是指兩個接觸表面之間小振幅振蕩運動，涉及面與面接觸循環(huán)小幅度的相對位移，通常是指1～50μm，這與一般花鍵轉(zhuǎn)子振幅基本一致?；ㄦI常常被視為復雜組件微動損傷的代表，花鍵的振動與磨損密不可分。很多學者研究了實際負載條件下花鍵引起的微動磨損、微動損傷、常規(guī)疲勞等[14]。微動作用可以引入損壞磨損和接觸有關的裂紋萌生，微動磨損和微動疲勞是微動損傷的主要機制，通常共存于同一接觸中。在微動磨損中碎片的作用至關重要，一旦碎屑積聚在接觸表面并形成壓實的氧化層，則磨損率顯著降低[15]。

Jason[16]針對航空花鍵的磨損問題，提出一種微動疲勞壽命的預測方法，將磨掉的材料作為評價磨損的依據(jù)，該方法能夠預測一些試驗觀察到的關鍵現(xiàn)象，如裂紋的發(fā)生等。針對航空發(fā)動機中花鍵疲勞磨損測試試驗的高成本、高難度特點，Leen等[17]簡化了花鍵聯(lián)軸器的開發(fā)和應用的接觸測試配置，提出了評估螺旋花鍵連接摩擦接觸的宏觀變量的三維研究方法。

近年來，Sum等[18]在考慮復雜的非對稱載荷、可變載荷等的影響下，運用計算接觸力學和有限元法，模擬了航空發(fā)動機花鍵的工作條件，分析研究微動導致的磨損問題。劉鴻雁[19]研究表明，可以通過提高花鍵軸的加工精度、減少花鍵連接的配合間隙、熱處理提高接觸強度等方式來減小沖擊力造成的磨損，以提高花鍵壽命。磨損狀態(tài)預測是研究花鍵磨損特性的重點，Houghton等[20]提出一種預測復雜花鍵微動磨損的方法，在已知摩擦系數(shù)和速度時預測聯(lián)軸器受到復雜負載下的磨損情況。

4 不對中對花鍵磨損的影響

盡管花鍵安裝標準要求連接轉(zhuǎn)子具有良好對中性如0.47°，然而實際情況下安裝誤差、加工誤差、磨損、安裝表面不潔凈、螺栓預緊力不合適、零部件公差、冷熱態(tài)變形不一致等共同導致較大的不對中出現(xiàn)?；ㄦI不對中可能導致一系列的問題，如斷齒、劃痕、冷變形、磨損、點蝕，此外傾角不對中還會產(chǎn)生軸向力等。

試驗測試證實，傾角不對中對花鍵軸向力影響顯著，在較大傾角不對中下，花鍵運行時產(chǎn)生的軸向力足以讓聯(lián)軸器脫開，美國航空航天局測試表明，2°以上傾角不對中時花鍵的軸向力可接近900N[21]。Curà等[22]以非限定元素法為基礎建立了一套理論方法用來確定平行不對中漸開線花鍵聯(lián)軸器中受力的花鍵齒數(shù)及所受載荷。文獻[13]研究發(fā)現(xiàn)傾角不對中對花鍵可靠性和壽命的影響顯著，如圖3所示的花鍵磨損壽命與傾角不對中的關系表明，在各種潤滑條件下，傾角不對中增加均導致磨損壽命急劇下降，或?qū)е履p量的急劇增加。合理的潤滑可以在相同的傾角不對中時延緩磨損，嚴格控制不對中是提高花鍵的磨損壽命、降低磨損量的最有效手段，也是簡化花鍵設計、減輕潤滑和維護壓力的最有效措施。

圖3 花鍵磨損壽命與不對中關系Fig.3 Relation beween spine wear life and misalignment

鑒于花鍵不對中的不可避免性、后果嚴重性，文獻[23]給出了花鍵不對中控制的準則，如圖4所示。在限定的工作溫度下，最大?；扑俣葹?9.6mm/s，花鍵聯(lián)軸器存在如下關系：

圖4 航空花鍵不對中推薦值Fig.4 Recommended values of spline coupling misalignment

式中，e0為推薦的最大徑向跳動，Δe為從圖4獲得的對應轉(zhuǎn)速的相對不對中量，e為驅(qū)動軸和被驅(qū)動軸之間采用千分表測量得到的最大不同心量；L為聯(lián)軸器的長度，如果沒有中間聯(lián)軸器，則取0；S為聯(lián)軸器的外徑。如果e≤e0則表明實際測量的不對中結(jié)果滿足推薦值要求。

5 花鍵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學研究現(xiàn)狀

花鍵作為轉(zhuǎn)子軸系的連接耦合部件，一般而言，驅(qū)動轉(zhuǎn)子和被驅(qū)動轉(zhuǎn)子功能不一，狀態(tài)有別，花鍵作為連接耦合部件，受到兩端轉(zhuǎn)子的共同影響；另一方面，花鍵也將一端轉(zhuǎn)子的振動和扭矩以 “自身固有特性”的方式傳遞到另一端，使得兩端轉(zhuǎn)子的振動相互影響，相互耦合。國內(nèi)外學者對花鍵力學模型、花鍵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學特性、不對中振動、軸系穩(wěn)定性開展了豐富的研究工作。

在花鍵接觸力學模型研究方面，研究比較集中。彭和平等[24]建立了花鍵單齒嚙合的彎曲和擠壓變形模型，并推導出單齒嚙合的彎曲、剪切和擠壓變形的計算公式；Barrot等[25-26]推導了花鍵齒之間的扭轉(zhuǎn)力矩，運用有限元法研究了花鍵聯(lián)軸器受力及軸向載荷傳遞，建立了抗扭剛度和截面慣性矩的分析方程；Sum等[27]指出采用MPCs進行局部網(wǎng)格細化是實現(xiàn)非對稱載荷作用下花鍵有限元分析的有效方法；Liu等[28]應用有限元計算了航空花鍵連接的接觸狀態(tài)，并用試驗進行了驗證；Medina等[29]應用有限元建立網(wǎng)格進行邊界元素積分，從而得到花鍵各節(jié)點的受力情況；Tjernberg[30]建立了精確的應力集中系數(shù)分析方程，疲勞測試結(jié)合有限元分析得出花鍵軸若加熱淬火處理則可承受更高的應力，平均軸向載荷分布可有效減輕齒根處的應力集中；朱聘和等[31]推導了無間隙漸開線花鍵的圓周力和聯(lián)接剛度的計算；Silvers等[32]提出了花鍵齒接觸的順序擴展模型和統(tǒng)計分析模型，用于預測花鍵嚙合情況。綜上，在花鍵局部和整體應力分析、強度校核、剛度預測等方面已經(jīng)研究的比較充分，有限元分析是比較有效的方法。

在花鍵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學特性方面，Zhao等[33]推導出花鍵聯(lián)軸器嚙合力模型，發(fā)現(xiàn)該力不僅與聯(lián)軸器結(jié)構參數(shù)有關，還與被接連轉(zhuǎn)子的傳遞扭矩、動態(tài)振動位移等有關。Ku等[34]討論了航空發(fā)動機中花鍵連接的設計方法，通過試驗和數(shù)值研究證明花鍵連接的動力特性隨外部載荷和幾何參數(shù)變化，在軸系設計和轉(zhuǎn)子動力學計算時不能忽略聯(lián)軸器的影響。梅慶等[35]從結(jié)構分析、動力學計算和動力特性試驗3個方面研究了套齒彈性聯(lián)軸器動力學特征?；ㄦI不對中對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學行為也會產(chǎn)生影響，趙廣[36-37]建立花鍵不對中嚙合力學模型，并計算和試驗了花鍵器-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學特性，發(fā)現(xiàn)不對中會導致軸系出現(xiàn)復雜的倍頻振動，松配合套齒/花鍵聯(lián)軸器存在自激振蕩現(xiàn)象。

花鍵是典型的轉(zhuǎn)子內(nèi)摩擦源，理論和試驗均已證明內(nèi)摩擦是導致轉(zhuǎn)子失穩(wěn)的重要因素，國內(nèi)外學者對花鍵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性給予了極大關注。Artiles[38]研究了花鍵連接庫倫摩擦對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)穩(wěn)定的影響，分別分析了轉(zhuǎn)速、摩擦系數(shù)、花鍵扭矩、外部阻尼、不平衡、側(cè)向負載和軸承剛度的影響，發(fā)現(xiàn)當轉(zhuǎn)速大于轉(zhuǎn)子的彎曲臨界轉(zhuǎn)速時，出現(xiàn)次同步失穩(wěn)；摩擦系數(shù)與扭矩成正比，與外部阻尼成反比。Nataraj等[39]研究了花鍵連接的兩個剛性轉(zhuǎn)子的非線性動力學問題，聯(lián)軸器具有庫倫摩擦力，研究發(fā)現(xiàn)該系統(tǒng)在一定的臨界轉(zhuǎn)速之上，具有3個不穩(wěn)定固定點和一個極限環(huán)，極限環(huán)附近的響應表現(xiàn)出混沌的跡象。李明[40]采用Lagrange方程推導了三支點轉(zhuǎn)子-聯(lián)軸器系統(tǒng)傾角不對中運動微分方程，指出該系統(tǒng)是一個具有參激振動特征的強非線性振動系統(tǒng)。康麗霞等[41]對花鍵連接超臨界軸的穩(wěn)定性分析表明，由花鍵兩端支承表面處產(chǎn)生的摩擦內(nèi)阻尼是導致尾傳動軸發(fā)生自激振動的根源，通過改善花鍵連接處的工作狀態(tài)，能有效提高超臨界轉(zhuǎn)軸的穩(wěn)定性。Park[42]對松配合花鍵聯(lián)軸器及其連接的轉(zhuǎn)子-軸承系統(tǒng)進行全面數(shù)值計算和試驗研究，研究表明花鍵的潤滑會提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)穩(wěn)定性。

雖然國內(nèi)外學者對花鍵及其轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的轉(zhuǎn)子動力學研究給予了很大關注，但隨著花鍵工作環(huán)境更加苛刻，超長使役要求更加嚴峻，還會涌現(xiàn)新的轉(zhuǎn)子動力學現(xiàn)象和問題。

6 航空花鍵試驗研究現(xiàn)狀

由于花鍵及其連接轉(zhuǎn)子的復雜性，在理論建模分析及數(shù)值研究中，存在各種假設和簡化，需要通過試驗模擬實際工況，檢驗理論模型。實驗室試驗測試具有成本低、可重復性好、工況變化方便等優(yōu)點，可以有效實現(xiàn)實際狀態(tài)的故障重現(xiàn)。國內(nèi)外學者在花鍵的剛度及其動力系數(shù)、花鍵轉(zhuǎn)子的動力學、花鍵的疲勞、磨損、損傷及潤滑等方面開展了較為深入的試驗研究。

6.1 花鍵轉(zhuǎn)角剛度測量試驗

花鍵轉(zhuǎn)角剛度是花鍵傳遞扭矩的基本評價指標。文獻[43]研制了花鍵嚙合試驗臺，如圖5所示，由旋轉(zhuǎn)驅(qū)動器、調(diào)節(jié)平板、試驗花鍵、帶扭矩測量的轉(zhuǎn)軸、固定端支撐等組成。該試驗臺通過測量施加給花鍵的扭矩和測量轉(zhuǎn)角偏移獲得負載扭矩-轉(zhuǎn)角偏移曲線，即花鍵的扭轉(zhuǎn)剛度最大加載扭矩2000N·m。測試表明，隨著花鍵轉(zhuǎn)角偏移的增加，所傳遞的扭矩先快速增大，而后增幅變緩，之后再快速增加。因此，花鍵扭轉(zhuǎn)剛度不是一個常數(shù)，加載和卸載過程存在遲滯現(xiàn)象。試驗臺實現(xiàn)了靜態(tài)的轉(zhuǎn)角剛度測量，但無法實現(xiàn)動態(tài)的綜合性能試驗。

6.2 花鍵動力系數(shù)測量試驗

文獻[34]設計了花鍵動力系數(shù)測試試驗臺，設計框如圖6所示[34]。該試驗臺是為了模擬航天飛機主發(fā)動機高壓氧化劑渦輪泵傳動花鍵。轉(zhuǎn)軸由兩個外花鍵軸和一個內(nèi)花鍵套共同構成，在水平方向采用外部動力帶動MTS液壓動力控制系統(tǒng)進行激勵，采用3個球軸承支撐，中間軸承預裝在轉(zhuǎn)軸上，軸承外圈安裝力傳感器測量激勵器的動態(tài)力。采用應變片測量花鍵轉(zhuǎn)軸的應力、扭矩和彎矩等，應變片導線由空心轉(zhuǎn)軸內(nèi)部導出，采用滑環(huán)將旋轉(zhuǎn)信號轉(zhuǎn)化為靜止信號，并連接數(shù)據(jù)采集器。

測試表明，轉(zhuǎn)角剛度隨著頻率的增加而減小，但阻尼系數(shù)不是頻率的單調(diào)函數(shù)；轉(zhuǎn)角剛度也隨著激振力的增加而降低，而阻尼系數(shù)隨激振力增加呈現(xiàn)大幅增長?；谠囼灚@得的動力特性系數(shù)，對穩(wěn)態(tài)線性轉(zhuǎn)子動力學穩(wěn)定性進行了預測。該試驗臺結(jié)構復雜，實現(xiàn)了花鍵扭轉(zhuǎn)剛度、阻尼系數(shù)和軸系整體動力學特性的測試，但如果考慮長期服役時的花鍵磨損，試驗臺無法進行詳細的試驗分析。

圖5 花鍵嚙合試驗臺Fig.5 Experiment rig of spline mesh

圖6 花鍵動力系數(shù)測試試驗臺設計框Fig.6 Design diagram of spline dynamic coefficient test

6.3 花鍵疲勞測試試驗

對于花鍵的疲勞測試，文獻[44]采用一種花鍵疲勞循環(huán)測試裝置，如圖7（a）所示。水平作動器E和F提供循環(huán)扭矩，垂直作動器A～D模擬提供軸向載荷和旋轉(zhuǎn)彎曲力矩。

測試通過主要和次要循環(huán)加載的組合模擬飛行載荷，如圖7（b）所示。主循環(huán)模擬發(fā)動機全推力狀態(tài)，而次循環(huán)模擬離心力/陀螺效應和發(fā)動機機匣變形引起的小振幅疊加荷載。測試過程中花鍵沒有采取主動潤滑，但涂有Mobil?Jet Oil II潤滑脂，裝配基本符合花鍵的實際服役狀態(tài)，齒磨損測試采用光學顯微鏡結(jié)合輪廓儀掃描顯微鏡實現(xiàn)。該試驗臺實現(xiàn)了各種循環(huán)加載，但缺乏基本的旋轉(zhuǎn)渦動激勵，具有一定的局限性。

圖7 花鍵疲勞循環(huán)測試試驗裝置和主次載荷循環(huán)Fig.7 Spline fatigue cycle apparatus, the primary and secondary load cycles

6.4 花鍵磨損量測量試驗

文獻[12]和文獻[13]開發(fā)了花鍵磨損測量試驗臺，如圖8所示[12]，由非旋轉(zhuǎn)扭矩測量桿、旋轉(zhuǎn)驅(qū)動轉(zhuǎn)軸、非旋轉(zhuǎn)離心激振器、試驗外花鍵軸、膜片聯(lián)軸器、固定的內(nèi)花鍵、溫度傳感器、熱屏蔽罩等構成。旋轉(zhuǎn)驅(qū)動軸內(nèi)、外各采用2套滾珠軸承支撐，其旋轉(zhuǎn)的不平衡振動通過內(nèi)軸承傳遞給非旋轉(zhuǎn)離心激振器，使之產(chǎn)生渦動振動，通過膜片聯(lián)軸器傳遞給非旋轉(zhuǎn)的試驗外花鍵軸，外花鍵與固定的內(nèi)花鍵嚙合并產(chǎn)生振動磨損。

該試驗臺可以測量花鍵傾角不對中、工作溫度、不同潤滑方式或不同潤滑介質(zhì)、花鍵材料、花鍵齒數(shù)、花鍵表面處理方式等對花鍵磨損的影響，旨在為花鍵的設計工作者提供直觀的信息。該試驗臺功能強大，以旋轉(zhuǎn)渦動激勵代替花鍵的旋轉(zhuǎn)，具有很好的創(chuàng)新性；但試驗臺難以實現(xiàn)可控的不對中設置，試驗臺的詳細結(jié)構一直處于保密狀態(tài)。

6.5 花鍵齒微動疲勞試驗

Wavish等[6]提出了花鍵齒微動疲勞試驗裝置，設計方案及實物如圖9所示。該實驗裝置由疲勞試驗件（dog-bone型）、微動板、循環(huán)載荷裝置、夾具、疲勞加載裝置構成。循環(huán)載荷裝置是一個采用速度控制器等控制的單向電動機。夾具采用交叉式鎖扣組件將電動機驅(qū)動的扭矩臂拉力轉(zhuǎn)換為微動板的壓力，并施加到疲勞試驗件上。試驗裝置可達到的最大負載為±50kN，最高頻率為10Hz，摩擦系數(shù)是一個微動疲勞磨損測試中最重要也是最難確定的參數(shù)，試驗測試證實，圓柱和平面接觸的摩擦系數(shù)取決于很多變量，如恒定載荷、敲擊、微動循環(huán)次數(shù)、潤滑程度等[45]。該試驗臺方便實現(xiàn)了單個花鍵的微動加載進行磨損試驗，但無法從花鍵整體的角度掌握綜合磨損規(guī)律。

針對航空花鍵的微動磨損，Cuffaro[46]開展試驗和理論研究，試驗測試了4個不對中和不同潤滑花鍵的磨損特性，對試驗臺進行了較大創(chuàng)新設計，如圖10所示。同時，研究了花鍵各齒表面壓力測量和監(jiān)測的試驗方法[47]。

圖8 花鍵磨損測量器Fig.8 Spline wear test apparatus

圖9 花鍵齒疲勞試驗裝置Fig.9 Spline tooth wear test apparatus

圖10 花鍵聯(lián)軸器表面損傷試驗臺Fig.10 Experiment rig of spline coupling surface damage

7 航空花鍵研究發(fā)展趨勢

花鍵所涉及的各項技術基本比較成熟，但花鍵本身的困難和問題始終沒有改變，沒有新的理論能夠更好地提高花鍵的綜合性能。航空發(fā)動機正趨向于更高的推力、更低的燃料消耗率以及更低的成本，要努力實現(xiàn)這些目標，對于航空花鍵，延長使用壽命、減小其重量仍然是花鍵研究的主要追求目標，而磨損、疲勞、潤滑、散熱是這一領域持續(xù)的、開放的研究課題。

7.1 花鍵的不對中問題

從動力學的角度，不對中是引起花鍵及其轉(zhuǎn)子系統(tǒng)振動及失穩(wěn)的根源之一。從磨損的角度，不對中會顯著加速花鍵的磨損。因此，合理控制不對中的產(chǎn)生、探究不對中發(fā)展和演變機理、揭示花鍵動態(tài)不對中產(chǎn)生機理及其危害，以及探尋抑制不對中振動及磨損的方法或措施是一個艱巨而意義深遠的工作。

7.2 花鍵的潤滑問題

燃燒室和渦輪采用新材料、新的冷卻設計等共同提高了航空發(fā)動機整體運行溫度，導致花鍵散熱更加困難?；ㄦI工作溫度的提高會導致潤滑脂過早熔化或耗散，或者導致潤滑油的輸油系統(tǒng)溫度提高，但不是所有的地方都能適應潤滑油溫度的進一步提高，可能致使其他地方出現(xiàn)新的問題，如潤滑的任務、材料、表面處理、花鍵基材、表面硬度、工作溫度等諸多因素，使得花鍵交界面潤滑問題變得更加復雜。此外，花鍵中循環(huán)應力、振動摩擦產(chǎn)生的熱量會分解掉一部分潤滑脂/潤滑油，使?jié)櫥Ч陆?，導致侵蝕和疲勞損傷更早出現(xiàn)。據(jù)此，花鍵的潤滑及潤滑導致的一系列問題仍是一個開放的課題，需要隨著航空發(fā)動機的發(fā)展而不斷跟進該領域的研究工作。

7.3 花鍵及其轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的動力學問題

花鍵的剛度和阻尼會隨著潤滑、溫度、不對中、轉(zhuǎn)速等工況而變化。此外，由于花鍵的磨損，不平衡量會隨工作時間緩慢變化，高工作轉(zhuǎn)速的花鍵對不平衡量較為敏感，即隨著花鍵服役時間的延續(xù)，振動惡化。花鍵靜動態(tài)特性變化及其瞬態(tài)熱變形會導致轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動態(tài)特性和響應出現(xiàn)新的變化。因此，花鍵及其轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的動力學問題會隨著研究的深入，出現(xiàn)新的非線性現(xiàn)象。

對2.3的全部數(shù)據(jù)進行對比和綜合之后，研究者發(fā)現(xiàn)：與對照組相比，死亡凸顯和親密關系喪失會顯著降低高自尊被試的職業(yè)期望、職業(yè)承諾、職業(yè)價值觀及職業(yè)認知，除此之外，死亡凸顯還會顯著降低高自尊被試的職業(yè)情感，但二者對低自尊被試的職業(yè)認同及其各因素無顯著影響。

此外，傳統(tǒng)的花鍵設計一般是基于線性理論的孤立靜態(tài)設計，由于花鍵與其連接的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的特性密不可分，因而需要綜合考慮花鍵-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的非線性動力學特性進行系統(tǒng)的動力學設計，以便從動力學的角度降低花鍵振動，提高花鍵軸系穩(wěn)定性。

7.4 花鍵的試驗研究

在航空領域，不同環(huán)境下的零部件測試是發(fā)現(xiàn)部件不足、克服目前缺陷的最常用方法。而對于具有復雜幾何形狀、苛刻工作環(huán)境的花鍵來說，研究開發(fā)能夠模擬實際環(huán)境的花鍵性能試驗臺是發(fā)現(xiàn)現(xiàn)有花鍵不足、提高花鍵設計水平的有效方法之一。

此外，對于頻繁起降的艦載機附件傳動系統(tǒng)，由于沖擊載荷的作用，傳動花鍵可能出現(xiàn)新的問題，因此需要在試驗方面提前布局，為提高艦載機花鍵可靠性提供依據(jù)。而試驗臺的相似性設計、環(huán)境載荷模擬、載荷加速方法等還需要進一步深入研究。

7.5 花鍵的維護問題

為了提高航空發(fā)動機的推重比，商業(yè)壓力迫使設計人員減輕包括花鍵在內(nèi)的發(fā)動機零部件重量，降低發(fā)動機的制造成本，為了不危及發(fā)動機安全，需要準確預測和評估花鍵的磨損和疲勞問題，及時進行維修保養(yǎng)。此外，還需要考慮花鍵制造成本降低導致的其他問題，例如表面質(zhì)量降低導致的摩擦和發(fā)熱加劇等。成本降低也可能導致發(fā)動機維護或清潔不當，增加微粒污染的風險。在世界范圍內(nèi)，飛機發(fā)動機污染是一個具體問題，在潤滑油輸油系統(tǒng)中污染可以快速導致軸承和花鍵失效。因此，發(fā)動機性能的準確預測與維護密切相關，需要繼續(xù)深入開展研究。

8 結(jié)論

總結(jié)了國內(nèi)外航空花鍵數(shù)十年的研究進展，從航空花鍵的失效、潤滑、振動、磨損、不對中、轉(zhuǎn)子動力學、試驗研究等方面開展了詳細的調(diào)研分析和歸納總結(jié)，主要結(jié)論如下：

（1）航空花鍵的失效主要源于振動、材料、潤滑、不對中、表面不潔凈等導致的各種磨損、損傷或表面應力過大，還可能為超載或疲勞引起的斷裂；空間狹小等不可達性導致了花鍵檢修和更換的困難，因而從設計上預防失效，采用綜合性能分析預測花鍵的健康狀況是花鍵維護的重要補充。

（2）航空花鍵需要可靠的潤滑，潤滑類型、潤滑劑類別、潤滑溫度對于花鍵磨損有重要影響，需要根據(jù)花鍵的具體工作環(huán)境和工作狀態(tài)慎重甄別；此外，還需結(jié)合花鍵的潤滑，測試分析確定合理的清潔和再潤滑周期，并科學預測花鍵壽命，確定維修和更換周期。

（3）在旋轉(zhuǎn)機械中，不對中是不可避免、也不能回避的重要問題，花鍵不對中可能導致斷齒、劃痕、冷變形、磨損、點蝕、產(chǎn)生附加力/力矩等問題，并顯著加劇了各種潤滑狀態(tài)下的磨損，是花鍵磨損的決定性因素。因而在設計、運行、維護等方面改善不對中，是延緩花鍵磨損、提高服役壽命的最直接、最有效的方法。

（4）花鍵作為轉(zhuǎn)子軸系的連接耦合部件，轉(zhuǎn)子振動和花鍵振動相互影響、互相耦合。其微動磨損量級與轉(zhuǎn)子振動量級一致，因而降低花鍵及其連接轉(zhuǎn)子的振動是減小微動磨損的關鍵。隨著花鍵性能的提高，還會涌現(xiàn)新的轉(zhuǎn)子動力學現(xiàn)象和問題。

（5）由于花鍵幾何形狀復雜，工作環(huán)境苛刻，試驗研究仍然是揭示花鍵故障機理的有效手段。國內(nèi)外在花鍵剛度、轉(zhuǎn)子動力學、疲勞、損傷與磨損、不對中與潤滑等方面開展了卓有成效的試驗研究，且國外的研究遠比國內(nèi)豐富，試驗研究成果值得借鑒。

（6）花鍵是航空傳動裝置聯(lián)軸器的必然選擇，雖然花鍵所涉及的各項技術較為成熟，但花鍵本身的困難和問題始終沒有改變。隨著航空發(fā)動機的發(fā)展，提高花鍵的服役壽命、減輕重量，解決不對中、磨損、設計、疲勞、潤滑、散熱等問題仍然是一個持續(xù)開放的研究課題。本文為了解國內(nèi)外航空花鍵研究進展提供了基礎資料，為解決我國航空花鍵面臨的不對中、潤滑與磨損等問題提供了參考。

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