孫丹婷 俞翔棟 丁 蓉 何 柳

(1.中船重工第七一一所動力裝置事業(yè)部，上海 201108；2.船舶與海洋工程動力系統(tǒng)國家工程實驗室，上海 201108)

0 前言

萬向聯(lián)軸器可為不在同一軸線上的兩軸傳遞動力，具有較大的角度補償和軸向位移補償能力，并且結構緊湊、動力傳遞效率高，已被廣泛應用于冶金、電力、重型機械、工程運輸?shù)阮I域[1-2]，而萬向聯(lián)軸器也是船舶動力傳動系統(tǒng)的重要組成部分，除傳遞主機功率外，還能夠滿足動力傳動系統(tǒng)布置以及造成的大位移量要求[3-4]。

船用萬向聯(lián)軸器主要由兩部分組成，如圖1所示，一是叉頭關節(jié)組件，包含外法蘭叉頭、內(nèi)法蘭叉頭以及十字軸承組件等零部件，能夠滿足帶角度傳動的需求；二是軸向位移機構，包括主軸、傳扭軸承組件以及中間滑槽等零部件，如圖2所示。其中，主軸與一端叉頭組件固連，中間滑槽與另一端叉頭組件固連，傳扭軸承固連在主軸上，能夠在中間滑槽內(nèi)沿軸向方向伸縮滾動，從而實現(xiàn)軸向位移補償能力。該形式軸向位移補償機構被稱為滾動花鍵式，與傳統(tǒng)的滑動花鍵式結構相比，其滾動摩擦力更小，可顯著降低萬向聯(lián)軸器兩端設備的軸向附加力，滿足船舶動力傳動系統(tǒng)的要求。

1.叉頭關節(jié)組件;2.軸向位移機構圖1 萬向聯(lián)軸器結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of universal coupling

1.主軸;2.傳扭軸承;3.中間滑槽圖2 軸向位移機構結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of axial displacement mechanism

對于船用重載萬向聯(lián)軸器，國內(nèi)外的研究主要集中在叉頭組件[5-8]，對于軸向位移機構的研究相對較少。船用萬向聯(lián)軸器通常布置于動力傳動系統(tǒng)的高速輕載端，因此軸向位移機構多采用單排傳扭軸承式結構，工程上一般通過增大其回轉直徑來提高承載能力，然而萬向聯(lián)軸器尺寸又受船艙空間和載重量限制。本文基于ANSYS Workbench有限元分析軟件建立了軸向位移機構CAE模型，針對重載工況下單排傳扭軸承結構尺寸與承載能力矛盾的問題，設計了一種雙排均載傳扭軸承結構，合理地控制了回轉直徑，并有效地提高了萬向聯(lián)軸器的均載性能和承載力，為研制多排均載傳扭軸承式船用重載萬向聯(lián)軸器提供了技術支持。

1 有限元分析

1.1 建立軸向位移機構模型

單排三個傳扭軸承的軸線在同一平面上，并且呈120°均勻裝配在主軸上。中間滑槽內(nèi)部加工有與之配合的滑槽面，用以與軸承表面相接觸形成滾動副，實現(xiàn)扭矩傳遞和軸向滑移。在CAD軟件中將其他與接觸分析無關的結構壓縮，簡化模型以提高運算速度。

在ANSYS Workbench軟件中進行有限元分析，定義傳扭軸承與中間滑槽的接觸類型為摩擦接觸[9-10]，設定摩擦系數(shù)且為對稱接觸。為進一步提高計算精度且控制總計算成本，細化了摩擦接觸面的網(wǎng)格尺寸。

圖3 軸向位移機構CAE模型Fig.3 Finite element model of axial displacement mechanism

在中間滑槽端法蘭面設置固定約束，在主軸端法蘭面施加扭矩載荷；分析設置中打開大變形開關，計算結果更精確；在求解單元中利用接觸應力工具對傳扭軸承外滾子面與中間滑槽面進行接觸應力分析。

1.2 多排傳扭軸承接觸強度有限元分析

針對于重載工況下萬向聯(lián)軸器單排傳扭軸承強度不足的情況，同時受安裝空間限制，可考慮采用多排傳扭軸承式結構來提高萬向聯(lián)軸器的承載能力，合理地控制萬向聯(lián)軸器的回轉直徑，本文以雙排傳扭軸承結構為例進行說明，如圖4所示。

圖4 雙排傳扭軸承示意圖Fig.4 Schematic diagram of double-row torsion bearings

有限元仿真分析結果表明雙排傳扭軸承結構式萬向聯(lián)軸器偏載現(xiàn)象明顯，由于扭矩傳遞至每排傳扭軸承的距離不同，靠近扭矩輸入端的一排承受載荷較大，約為遠離扭矩輸入端一排承受載荷的2倍。

圖5 遠離扭矩輸入端軸承滾子接觸應力分布Fig.5 Contact stress distribution of bearings far away from the torque input

圖6 靠近扭矩輸入端軸承滾子接觸應力分布Fig.6 Contact stress distribution of bearings near the torque input

用均載系數(shù)衡量多排傳扭軸承的均載性能，均載系數(shù)越接近1，均載性能越好。定義單個傳扭軸承外圈與中間滑槽接觸應力最大應力值為pi(i=1,2,…,6)，均載系數(shù)的計算公式為：

16kN·m和30kN·m載荷下各傳扭軸承與中間滑槽之間的接觸應力最大值和均載系數(shù)如表1所示，則雙排傳扭軸承均載系數(shù)約為1.465。

表1 雙排傳扭軸承的均載系數(shù)Tab.1 Load-average coefficient of double-row torsion bearings

1.3 多排均載傳扭軸承接觸強度有限元分析

本文開展的多排均載傳扭軸承式軸向位移機構的設計，采用一個過渡凸臺零件將傳扭軸承與主軸間接相連，如圖7所示，過渡凸臺伸出軸連接主軸傳遞其扭矩，軸承孔承接傳扭軸承并將扭矩等距地傳遞至軸承，則萬向聯(lián)軸器扭矩傳遞至軸承的路徑等長，如圖8所示。

圖7 過渡凸臺結構圖Fig.7 Structure chart of transition lug boss

圖8 雙排均載傳扭軸承式結構扭矩傳遞路徑圖Fig.8 Torque transmission path of double-row equal-load torsion bearings

在相同載荷工況先對結構優(yōu)化后的軸向位移機構進行有限元仿真，其結果如圖9、圖10所示。增加過渡凸臺之后，接觸應力最大值在外滾子根部，接觸線上應力分布為單調變化。

圖9 優(yōu)化后遠離扭矩輸入端軸承滾子接觸應力分布Fig.9 Contact stress distribution of optimized bearings far away from the torque input

圖10 優(yōu)化后靠近扭矩輸入端軸承滾子接觸應力分布Fig.10 Contact stress distribution of bearings near the torque input

結構優(yōu)化后的傳扭軸承與中間滑槽的接觸應力和均載系數(shù)計算結果如表2所示，結構優(yōu)化后的均載系數(shù)約為1.116，比優(yōu)化前的均載性能提高了23.8%。

表2 帶過渡凸臺的雙排傳扭軸承的均載系數(shù)Tab.2 Load-average coefficient of double-row torsion bearings with transition lug boss

2 試驗驗證

通過開展靜扭試驗，驗證結構優(yōu)化設計方案對提升萬向聯(lián)軸器均載性能的效果。

2.1 試驗設備及臺架安裝

試驗臺設備包含電動機、減速機、轉矩傳感器、主動端接盤和從動端接盤，如圖11所示。萬向聯(lián)軸器樣機接在主動端接盤和從動端接盤之間。

圖11 試驗臺架示意圖Fig.11 Schematic diagram of test bench frame

因傳扭軸承與中間滑槽的接觸區(qū)域在軸向位移機構內(nèi)部，直接安裝傳感器勢必會在一定程度破壞萬向聯(lián)軸器的結構，會對測量結果造成影響；而且均載系數(shù)為比值，與接觸應力的絕對值無關，因此將應力貼片測點置于中間滑槽外表面?zhèn)髋ぽS承對應位置處，間接反映兩者的接觸應力大小。共設置6個測點，分別對應6個軸承位置，其測點分布情況如圖12所示。

圖12 樣機應力測點分布Fig.12 Prototype stress measurement points distribution

2.2 試驗內(nèi)容及方法

試驗內(nèi)容為對比結構優(yōu)化前和優(yōu)化后的多排傳扭軸承的均載系數(shù)。

試驗按照以下步驟進行：

(1)將萬向聯(lián)軸器樣機整機安裝在試驗臺上，控制安裝長度，確保試驗過程中萬向聯(lián)軸器能軸向移動。

(2)調試試驗臺控制系統(tǒng)的參數(shù)。

(3)確認電機打開，使萬向聯(lián)軸器按6 °/min～7 °/min的扭轉速度進行試驗。萬向聯(lián)軸器輸入扭矩按照梯形曲線加載，扭矩值按照4 kN·m、8 kN·m、12 kN·m、16 kN·m、20 kN·m、24 kN·m、30 kN·m逐步增加，保證金屬件線性穩(wěn)定變形，每組加載總時長為40 s～50 s，其中扭矩值恒定加載時間約為20 s。

(4)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)會自動保存應力數(shù)據(jù)并形成曲線。

(5)整理數(shù)據(jù)，形成結論。

2.3 試驗結果分析

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)可自動將傳感器測量出的應變值計算轉化為應力值，并繪制出每個測點應力曲線，如圖13所示，每個扭矩工況下，取水平趨勢線中一點作為該測點該工況下的應力值。

圖13 單個測點應力曲線圖Fig.13 Stress curve of single measurement point

則優(yōu)化前與優(yōu)化后的測點應力值與均載系數(shù)計算結果見表3。試驗結果表明，結構優(yōu)化前的雙排傳扭軸承均載系數(shù)約為1.469，優(yōu)化后的均載系數(shù)約為1.035，均載性能提升了約29.5%。此數(shù)值高于仿真分析的23.8%，原因在于仿真分析中，為保證扭矩傳遞路徑等長將過渡凸臺作為剛性體處理，而實際金屬件為彈性體，能發(fā)揮彈性補償作用，有利于進一步提高萬向聯(lián)軸器的均載性能。

表3 基于試驗結果計算的均載系數(shù)Tab.3 Load average coefficient based on the test results

3 結論

(1)針對于重載工況下萬向聯(lián)軸器單排傳扭軸承強度不足的情況，提出了一種多排傳扭軸承結構設計思路，通過有限元仿真分析，揭示了多排傳扭軸承出現(xiàn)偏載現(xiàn)象的原因，即扭矩載荷傳遞至軸承的路徑長度越短，此排傳扭軸承承受載荷越大。

(2)首次提出一種多排均載傳扭軸承式萬向聯(lián)軸器結構設計優(yōu)化方案。仿真結果表明優(yōu)化后的結構能夠明顯改善偏載現(xiàn)象，能夠提升萬向聯(lián)軸器的均載性能至少20%。

(3)通過靜態(tài)扭轉試驗驗證了多排均載傳扭軸承式結構能夠提升萬向聯(lián)軸器的均載性能約30%，對于重載艦用萬向聯(lián)軸器的研制具有一定的指導意義。